Belastbarkeit viergliedriger Seitenzahnbrücken aus hochfester
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Aus dem Zentrum Zahn-, Mund- und Kieferheilkunde Medizinische Hochschule Hannover Abteilung Zahnärztliche Prothetik Belastbarkeit viergliedriger Seitenzahnbrücken aus hochfester Strukturkeramik Eine In-vitro-Studie Dissertation zur Erlangung des Doktorgrades der Zahnheilkunde an der Medizinischen Hochschule Hannover vorgelegt von Petra Schneemann aus Hameln Hannover, 2006 Angenommen vom Senat der Medizinischen Hochschule Hannover am 20.03.2007 Gedruckt mit Genehmigung der Medizinischen Hochschule Hannover Präsident: Prof. Dr. Dieter Bitter-Suermann Betreuer der Arbeit: Prof. Dr. Meike Stiesch-Scholz Referent: Prof. Dr. Hüsamettin Günay Koreferent: PD Dr. Dr. Martin Rücker Tag der mündlichen Prüfung: 20.03.2007 Promotionsausschussmitglieder: Prof. Dr. Dr. André Eckardt PD Dr. Michael Eisenburger PhD PD Dr. Thomas Tschernig Inhalt 1 Einleitung und Literaturübersicht 1 1.1 Eigenschaften, Klassifikationen und Verwendungsmöglichkeiten keramischer Werkstoffe 3 1.2 Entwicklung der Dentalkeramik 4 1.3 Abhängigkeit der Festigkeitseigenschaften der Keramiken vom Mikrogefüge 7 1.4 Lithiumdisilikat-Glaskeramik 8 1.5 Aluminiumoxidkeramik 10 1.6 Zirkoniumdioxidkeramik (ZrO2) 11 1.7 Biokompatibilität 12 1.8 Korrosionseinfluss auf Oberflächendefekte in Keramiken 13 1.9 Testbedingungen zur Simulation intraoraler Verhältnisse 14 1.10 Kaukräfte 15 1.11 Bruchgefährdete Bereiche einer Brückenrestauration 16 1.12 Übersicht über bisherige Untersuchungen an vollkeramischen Brückenkonstruktionen 17 1.12.1 In-vitro-Untersuchungen 17 1.12.2 Klinische Langzeiterfahrungen 19 1.13 Anforderungen an vollkeramische Brücken 21 2 Problemstellung 22 3 Material und Methode 3.1 Übersicht 23 3.2 Urmodell 26 3.3 Fertigung der Meistermodelle für die Herstellung der Brückengerüste 26 3.3.1 Herstellung der individuellen Löffel 26 I Inhalt 3.3.2 Abformung der Stümpfe des Urmodells 27 3.3.3 Ausgießen der Abformungen 28 3.3.4 Vorbereitung der Meistermodelle für die Fertigung der Brückengerüste aus Lava 29 3.3.5 Vorbereitung der Meistermodelle für die Fertigung der Brückengerüste aus Empress 2 29 Herstellung der Empress 2-Brückengerüste 31 3.4.1 Gerüstmodellation 31 3.4.2 Einbettung der Gerüstmodellation 32 3.4.3 Vorwärmen der Muffel und Pressen der Empress 2Brückengerüste 33 3.4.4 Ausbetten und Ausarbeiten der Empress 2-Brückengerüste 34 3.5 Herstellung der Lava-Brückengerüste 36 3.6 Vorschädigen der Brückengerüste 38 3.7 Herstellung der Verblendform und eines Gegenbisses 39 3.8 Verblenden der Brückengerüste 41 3.9 Herstellung der Prüfmodelle für die Belastungstests 43 3.9.1 Vervielfältigung der Kunststoffstümpfe 43 3.9.2 Ablängen der Kunststoffstümpfe 45 3.9.3 Vorversuche zur Testung verschiedener Materialien zur Eignung als künstliches Parodontium 46 3.9.4 Herstellung des künstlichen Parodontiums 47 3.10 Zementierung der verblendeten Brücken 47 3.11 Sockelung der auf den Stümpfen zementierten Brücken 48 3.12 Künstliche Alterung der Probekörper 50 3.13 Bruchbelastungstest 51 3.14 Analyse des Bruchausgangs 52 3.15 Statistik 53 3.4 II Inhalt 4 Ergebnisse 4.1 Bruchlasten der Empress 2- und Lava-Brücken im Vergleich 55 4.2 Einfluss von Vorschädigung und thermomechanischer Wechselbelastung auf die Brückenbelastbarkeit 60 4.2.1 Bruchlasten von Brücken aus Empress 2 60 4.2.2 Bruchlasten von Brücken aus Lava 62 Makroskopische Analyse der Bruchstellen 64 4.3.1 Bruchmodus der Empress 2-Brücken 64 4.3.2 Bruchmodus der Lava-Brücken 68 Rasterelektronenmikroskopische Analyse der Bruchflächen einer Empress 2-Brücke 73 Rasterelektronenmikroskopische Analyse der Bruchflächen einer Lava-Brücke 75 4.3 4.4 4.5 5 Diskussion 5.1 Diskussion der Methodik 78 5.1.1 In-vitro-Untersuchung 78 5.1.2 Modellherstellung und Modellstumpfmaterial 79 5.1.3 Herstellung der Brücken 81 5.1.4 Gestaltung der Prüfkörper 82 5.1.5 Simulation der Pfeilerresilienz 83 5.1.6 Alterungssimulation 85 5.1.7 Wasserlagerung 87 5.1.8 Die definierte mechanische Vorschädigung der Brückengerüste 88 5.1.9 Zementierung der Brücken 90 5.1.10 Untersuchung der Bruchlast 91 III Inhalt 5.2 Diskussion der Ergebnisse 93 5.2.1 Bruchlasten der Brücken 93 5.2.2 Bruchverlauf 97 6 Zusammenfassung 99 7 Literatur 101 8 Abkürzungsverzeichnis 112 9 Abbildungsverzeichnis 113 10 Tabellenverzeichnis 117 11 Anhang 119 12 Danksagung 120 13 Lebenslauf 121 14 Erklärung nach § 2 Abs. 2 Nrn. 5 und 6 122 IV Einleitung und Literaturübersicht 1 Einleitung und Literaturübersicht In der restaurativen Zahnheilkunde stellt die definitive Versorgung einer Schaltlücke mit zahnfarbenen festsitzendem Zahnersatz hohe Anforderungen an den Zahnarzt. Auch die Ansprüche der Patienten im Hinblick auf die Ästhetik, Biokompatibilität und Haltbarkeit des Zahnersatzes wachsen stetig. Deshalb gewinnen vollkeramische Restaurationsmaterialien aufgrund ihrer ausgezeichneten Biokompatibilität, der geringen Plaqueanlagerung [40, 96] und der sehr guten ästhetischen Eigenschaften in der Zahnmedizin zunehmend an Bedeutung. Im Vergleich zu Metallkeramikkronen setzen Vollkeramikkronen keine Metallionen frei, die dunkle Verfärbungen im Bereich der Kronenränder verursachen und Parodontopathien begünstigen können [52, 60, 130]. Das Einfügen vollkeramischer Restaurationen in eine Mundhöhle mit metallischen Füllungs- und Restaurationswerkstoffen ist im Gegensatz zu Legierungen unproblematisch, weil Keramiken keine elektrische Leitfähigkeit besitzen und damit auch keine Freisetzung von Metallionen begünstigen. Keramiken sind inert, das bedeutet, sie sind sehr reaktionsträge und von ihnen geht kein Allergiepotenzial aus. Bereits seit längerem werden konventionelle keramische Restaurationsmaterialien für Frontzahnrestaurationen, kleinspannige Brücken bis zum zweiten Prämolaren, Einlagefüllungen, Veneers und Einzelkronen im Seitenzahnbereich erfolgreich eingesetzt [7, 45, 78, 86, 108, 110, 114]. Um die Belastbarkeit dieser vollkeramischen Restaurationen zu erhöhen, wird eine adhäsive Befestigung empfohlen [23, 76, 82]. Dies ist im Seitenzahnbereich häufig erschwert, weil hier eine absolute Trockenlegung, wie sie für die adhäsive Befestigung nötig ist, nicht immer gewährleistet werden kann. Obwohl die Weiterentwicklung der keramischen Restaurationsmaterialien in den letzten Jahren zu einer erhöhten Festigkeit geführt hat, wird der Einsatz dieser Materialien für Brücken im Seitenzahnbereich kritisch betrachtet. Die für kleinere Restaurationen häufig verwendeten konventionellen Vollkeramiksysteme verfügen nur über eine geringe mikroplastische Verformbarkeit, woraus eine hohe Sprödigkeit und eine geringe Bruchfestigkeit resultieren. Es konnte gezeigt werden, dass sich an möglichen Fehlstellen im Material, wie z.B. Poren, 1 Einleitung und Literaturübersicht Mikrorissen oder durch die Bearbeitung entstandenen Kerben, lastbedingte Spannungen konzentrieren können, die die Festigkeit der Keramik herabsetzen [40, 71, 73]. Außerdem unterliegen vollkeramische Restaurationen im korrosiven Milieu des Mundes und unter Kaubelastungen einer Materialalterung [103, 128, 129]. Untersuchungen zum Ermüdungsverhalten von Dentalkeramiken haben gezeigt, dass insbesondere mit Yttriumoxid teilstabilisierte Zirkoniumdioxidkeramiken nicht nur eine hohe Anfangsfestigkeit, sondern auch eine herausragende mechanische Langzeitfestigkeit aufweisen, die derjenigen konventioneller Dentalkeramiken weit überlegen ist [34, 113]. Deshalb wird zur Steigerung der Belastbarkeit einer vollkeramischen Restauration für den Seitenzahnbereich zunächst ein Gerüst aus einer hochfesten Keramik hergestellt, das anschließend mit einer speziell abgestimmten Feldspatkeramik verblendet wird. Unterschiedliche Gerüstmaterialien verfügen über verschiedene Verstärkungsmechanismen. Bei den konventionellen Vollkeramiksystemen findet man meist eine sogenannte Partikelverstärkung. Seit einiger Zeit werden Zirkoniumdioxidkeramiken für den Einsatz in der Zahnmedizin weiterentwickelt. Bei diesen sogenannten Hochleistungs- keramiken wird die Umwandlungsverstärkung ausgenutzt, die dem Werkstoff die guten Festigkeitseigenschaften verleiht. Die Verwendung dieser modernen, hochfesten Keramiken als Gerüstwerkstoff erlaubt eine konventionelle Zementierung auf der Basis makromechanischer Retention. 2 Einleitung und Literaturübersicht 1.1 Eigenschaften, Klassifikationen und Verwendungsmöglichkeiten keramischer Werkstoffe Keramische Werkstoffe sind polykristalline, nichtmetallisch-anorganische Werkstoffe, die durch Einwirkung hoher Temperatur verfestigt werden [120], einen kristallinen Anteil von mindestens 30 % besitzen und in Wasser schwer oder gar nicht löslich sind. In keramischen Materialien liegen Ionenbindungen und kovalente Bindungen vor. Diese Bindungsarten beeinflussen die Werkstoffeigenschaften. Charakteristisch für Keramik sind die hohe Härte, verbunden mit hoher Druckfestigkeit, das sehr geringe plastische Verformungsvermögen (geringe Zug- und Biegefestigkeit) und das Versagen unmittelbar nach Überschreiten der Elastizitätsgrenze (Sprödbruchverhalten). Die Dauerfestigkeit bei Zug- oder Biegebeanspruchung wird durch Risswachstumsphänomene (unterkritisches Risswachstum) limitiert. Diese Vorgänge können durch herstellungsbedingte Gefügefehler und bearbeitungsinduzierte Mikrodefekte begünstigt werden [40, 71, 73]. Nach anwendungstechnischen Kriterien unterteilt man keramische Werkstoffe in klassische (traditionelle) und technische Keramiken. Die klassische Keramik gehört zu den ältesten von Menschen entwickelten Werkstoffen. Sie wird hauptsächlich aus Tonmineralien, Magerungsmitteln und Flussmitteln gefertigt und heute noch als Gebrauchs- und Baukeramik genutzt. Technische Keramiken dagegen werden hauptsächlich aus synthetischen Rohstoffen hergestellt. Diese Keramiken unterteilt man in Funktionskeramik und Strukturkeramik. Funktionskeramiken besitzen für ihr Einsatzgebiet notwendige magnetische, optische oder elektrische Eigenschaften. Strukturkeramiken mit Aluminiumoxid oder Zirkoniumdioxid als Hauptbestandteil werden besonders in Konstruktionen für starke mechanische Beanspruchungen benötigt. Sie zeichnen sich durch hohe Härte, gute Verschleißbeständigkeit und einen hohen Korrosionswiderstand gegenüber Gasen, Flüssigkeiten und Metallschmelzen aus. In der Industrie werden diese Werkstoffe für die vielfältigsten Anwendungen eingesetzt, z.B. als Turbolader für Verbrennungsmotoren, Schneidwerkzeuge etc. [97]. Auch in der Medizin und Zahnmedizin finden spezielle 3 Einleitung und Literaturübersicht Strukturkeramiken immer häufiger Anwendung, z.B. für Hüftge- lenkendoprothesen oder Gerüstmaterialien für zahnärztliche Restaurationen. 1.2 Entwicklung der Dentalkeramik Dentalkeramiken sind sehr vielfältig. Sie unterscheiden sich sowohl in Bezug auf den Materialaufbau als auch auf die Verarbeitung. Die konventionellen Dentalkeramiken leiten sich zwar ursprünglich von den Porzellanen ab, sind inzwischen bezüglich der Zusammensetzung jedoch deutlich von diesen zu unterscheiden. Ihre Hauptbestandteile sind Feldspate und Quarz. Das Kaolin, welches eine wichtige Komponente der Porzellane darstellt, ist nur in geringen Mengen enthalten oder fehlt sogar ganz. Beim Brennen dieser Keramiken, dem sogenannten Sinterprozess entstehen Gefüge, die aus einer Glasmatrix mit eingebetteten Kristallen (z.B. Leuzit) bestehen [14]. Die ersten Versuche, vollkeramische Kronen herzustellen, wurden bereits im Jahre 1887 mit Feldspatkeramik durchgeführt. Charles Land brannte diese Keramik auf eine dem beschliffenen Zahnstumpf aufgepasste Platinfolie [53]. Feldspatkeramiken haben als Verblendkeramiken bis heute einen hohen Stellenwert. Als Basismaterial für vollkeramische Restaurationen sind sie aufgrund ihrer unzureichenden Festigkeit jedoch nicht geeignet. McLean und Hughes erreichten 1965 durch das Einbringen von hochfesten Aluminiumoxidkristallen in die glasartige Dentalkeramik eine Festigkeitssteigerung [75]. Sie leiteten mit der Entwicklung eines aluminiumoxidhaltigen Gerüstmaterials ein neuartiges Konzept für vollkeramische Systeme ein. Auf dieser Basis entwickelten sich verschiedenste vollkeramische Systeme, die alle nach dem Prinzip aufgebaut waren, ein besonders festes Kernmaterial mit einer darauf abgestimmten Verblendkeramik zu kombinieren. Die von Sadoun [15] entwickelte Hartkernkeramik In-Ceram Alumina (Vita, Bad Säckingen) wurde 1989 auf den Markt gebracht und war das erste in Deutschland erhältliche vollkeramische Kronen- und Brückensystem. Die vollkeramischen Kronen- und Brückengerüste werden mit Hilfe der sogenannten Schlickertechnik hergestellt. Bei dieser Methode werden die Gerüste zunächst 4 Einleitung und Literaturübersicht auf einem feuerfesten Modell aus einer teigartigen keramischen Grundmasse (Schlicker) modelliert. Anschließend werden die Werkstücke einem acht Stunden dauernden ersten Sinterbrand unterzogen. Man erhält Gerüste mit einer kreideartigen Konsistenz. Diese Gerüste werden nachbearbeitet und dann in einem Spezialbrennofen einem zweiten Brennvorgang ausgesetzt, bei dem ein Lanthanglas infiltriert wird. Durch folgende Glaskontrollbrände und Schleifprozesse werden die Glasüberschüsse entfernt. Die endgültige Zahnform erhalten die Werkstücke durch die Verblendung mit speziellen Keramikmassen. InCeram Alumina ist bis heute eine marktgängige glasinfiltrierte Aluminiumoxidkeramik, die sowohl für Einzelkronen als auch für dreigliedrige Brücken im Frontzahnbereich eingesetzt werden kann [40, 106, 118, 114, 122]. Ende der 80er Jahre kam das IPS-Empress-System (Ivoclar, Schaan/FL) auf den Dentalmarkt. Es handelt sich dabei um eine leuzitverstärkte Glaskeramik. Bei dieser Keramik liegt der Anteil der Kristallphase zwischen 30 und 40 Vol.-%, der restliche Anteil wird durch eine silikatische Glasmatrix eingenommen [47]. Bei diesem System wird die Gerüstkeramik nach dem so genannten Lost-waxVerfahren in eine Hohlform aus spezieller Einbettmasse gepresst. Beim Herstellungsverfahren unterscheidet man zwischen der Schichttechnik und der Maltechnik. Bei der Maltechnik wird das Werkstück vollständig aus dem verpressten Rohling geformt und durch eine Glasur farblich individualisiert. Das Schichtverfahren arbeitet mit einer reduzierten Grundform aus Presskeramik, die mit Hilfe von Glaskeramikpulvern formvollendet und gesintert wird. Mit dieser Keramik gelang es, präzise und transluzente Einzelzahnrestaurationen herzustellen [36, 41, 131]. Für Brückenkonstruktionen war diese Keramik jedoch nicht geeignet. Die 1998 eingeführte IPS-Empress-2-Keramik (Ivoclar, Schaan/FL) ist ebenfalls eine Presskeramik. Dieser neu entwickelte Werkstoff ist eine LithiumdisilikatGlaskeramik, die für Einzelkronen, Inlays, Veneers und dreigliedrige Brücken bis zum ersten Prämolaren eingesetzt werden kann [41, 69, 107]. Bei dieser Keramik liegt der Anteil der Kristallphase mit mehr als 60 Vol.-% wesentlich höher als bei IPS-Empress. 5 Einleitung und Literaturübersicht Die Werkstücke aus IPS-Empress-2 werden wie bei IPS-Empress im Schichtverfahren hergestellt. Eine Maltechnik gibt es bei IPS-Empress-2 nicht. Im Jahre 1999 wurde mit In-Ceram Zirconia (Vita, Bad Säckingen) eine Zirkoniumdioxidhaltige Aluminiumoxidkeramik für die Herstellung dreigliedriger vollkeramischer Brücken im Front- und Seitenzahnbereich eingeführt. Die Gerüstkeramik enthält neben den Aluminiumoxidpartikeln noch gleichmäßig verteilte Zirkoniumdioxidpartikel, die als dichte Kornpackungen vorliegen und deren Zwischenräume durch eine Glasmatrix ausgefüllt sind. Dieses Material erreichte gute Festigkeitswerte [117]. Es gibt zwei unterschiedliche Herstellungsmethoden für Kronen und Brückengerüste aus dieser Keramik. Eine Methode ist die sogenannte Schlickertechnik, die genauso angewendet wird wie bei der InCeram Alumina Keramik. Bei der zweiten Methode wird das Gerüst mittels Maschinenbearbeitung aus einem Blockrohling herausgefräst. Bei beiden Herstellungsverfahren werden die Gerüste vor dem Verblenden mit einem Spezialglas infiltriert [121]. Intensive Forschungs- und Entwicklungsarbeit ermöglichte mit dem Einsatz modernster Verfahrenstechnologien die Nutzung des Werkstoffs Zirkoniumdioxid für die Zahnmedizin. Durch den Einsatz des Zirkoniumdioxids als zahnärztlichen Restaurationswerkstoff erschloss sich ein ganz neues Indikationsspektrum für Zahnersatz aus Vollkeramik. Das Zirkoniumdioxid wird dabei nicht nur als Zusatzstoff verwendet, sondern in einer mit Yttriumoxid teilstabilisierten Form für hochfeste Kronen- und Brückengerüste eingesetzt. Als erstes wurde dieser Werkstoff von der Firma DCS als Gerüstmaterial verwendet. Die Werkstücke werden mittels CNC-Fräsung aus heiß isostatisch gepressten („gehippten“) Rohlingen gefertigt. Zur Fertigung der Gerüste aus diesen Keramikblöcken kommt die CAD/CAM-Technik zum Einsatz. Der hohe technische Fortschritt der letzten fünf Jahre machte den Einsatz dieses Materials für die Zahnmedizin erst möglich. Da die Gerüstkeramiken aufgrund der dichten Sinterung eine geringe Transluzenz aufweisen, ist für die Herstellung eines ästhetischen Zahnersatzes konventionellen Feldspatkeramiken notwendig. 6 die Verblendung mit Einleitung und Literaturübersicht 1.3 Abhängigkeit der Festigkeitseigenschaften der Keramiken vom Mikrogefüge Die Eigenschaften der keramischen Werkstoffe werden besonders durch das mikroskopische Gefüge bestimmt. Wesentliche Parameter sind Korngröße, Korngestalt und das Vorliegen von Porositäten. Die Festigkeit steigt mit zunehmender Dichte und Feinheit des Gefüges und mit zunehmender Reinheit des Pulvers. Die Hochleistungskeramiken zeichnen sich durch hohe Härte und hohe Biegefestigkeit aus. Zur Sicherstellung dieser physikalischen Eigenschaften ist eine Vermeidung von Mikroporen und Inhomogenitäten eine Grundvoraussetzung. Aus diesem Grund muss die Herstellung der Zirkoniumdioxidblöcke für hochfeste Zahnrestaurationen industriell unter reproduzierbaren Bedingungen erfolgen. Konventionelle keramische Materialien enthalten herstellungsbedingt noch immer Poren, Risse, Einschlüsse und Inhomogenitäten, die im Werkstück und an seiner Oberfläche verteilt sind. Aufgrund ihrer Kerbwirkung haben sie einen besonders großen Einfluss auf die mechanische Festigkeit einer Keramik. Aus diesem Grund erlaubt erst die Kombination von konventionellen Festigkeitsprüfungen mit Statistik und Bruchmechanik eine materialspezifische Beschreibung der Zuverlässigkeit sowie Lebensdauervorhersagen [67]. 7 Einleitung und Literaturübersicht 1.4 Lithiumdisilikat-Glaskeramik Dieses Material wurde zur Herstellung von Einzelkronen, Inlays, Veneers und Gerüstkonstruktionen für dreigliedrige Brücken bis zum zweiten Prämolaren entwickelt. Es handelt sich dabei um eine Glaskeramik mit mehr als 60 Vol.-% Kristallgehalt. In dem homogenen Gefüge der Glasmatrix liegen ineinander verschränkt angeordnete Lithiumdisilikatkristalle vor. Die Hauptkristallanteile bestehen aus 0,5 µm bis 6 µm langen und 1,5 µm breiten Lithiumdisilikatkristallen. Daneben sind auch noch 0,1 µm bis 0,3 µm große Kristalle LithiumOrthophosphat nachweisbar [42, 51]. Die Besonderheit der LithiumdisilikatGlaskeramik ist der hohe kristalline Anteil. Durch die dichte Formation der Kristalle in der Glasmatrix soll eine Rissausbreitung in dem Kernmaterial behindert bzw. unterbunden werden. Ein Riss, der in die Glasmatrix hineinläuft, wird an der Grenzschicht zwischen kristallinem Partikel und Glasmatrix gestoppt oder in seiner Richtung umgelenkt, so dass sich der Rissweg verlängert [51]. Durch Energieabsorption soll die Ausbreitungsgeschwindigkeit des Risses reduziert werden. Dieser Partikelverstärkung genannte Mechanismus verleiht dem Werkstoff eine erhöhte Stabilität und Bruchzähigkeit [101]. Ein weiterer bestimmender Faktor für die Bruchfestigkeit von Keramiken ist die nach dem Sintern vorhandene Restporosität. Da diese Poren gewöhnlich an Korngrenzen auftreten, verringern sie den Widerstand des Werkstoffs gegen interkristallinen Bruch. Durch Verfahren wie das Heißpressen werden Restporositäten minimiert [20]. Das Kernmaterial wird in industriell gefertigten, zylinderförmigen Rohlingen geliefert und bei der Verarbeitung zum Kronen- oder Brückengerüst mit einer Verpresstemperatur von 920 °C in die nach dem Lost-wax-Verfahren vorbereitete Hohlform gebracht. Die dazugehörige Verblendkeramik wird als Pulver geliefert und mit einer Modellierflüssigkeit angemischt. Sie ist ein niedrigschmelzender Werkstoff, der bei einer Temperatur von 820 °C gesintert wird. Die Zusammensetzungen der Gerüst- und Verblendkeramik sowie die physikalischen Eigenschaften des Kernmaterials sind in den Tabellen 1 a+b dargestellt. 8 Einleitung und Literaturübersicht Die vom Hersteller empfohlene Mindestschichtdicke des Kernmaterials beträgt 0,8 mm. Bei Brückenkonstruktionen sollten die Verbinder einen Mindestquerschnitt von 16 mm2 aufweisen, wobei eine Abmessung von 4 mm x 4 mm angestrebt werden sollte [46]. Zusammensetzung des Materialbestandteile Empress-2-Kernmaterials Zusammensetzung der Empress-2-Verblendkeramik (Lithiumdisilikat-Glaskeramik) (Fluorapatit-Glaskeramik) in ma.-% in ma.-% SiO2 57 - 80 45 - 70 Al2O3 0-5 5 - 22 K2O 0 - 13 3-9 La2O3 0,1 - 6 0 Li2O 11 - 19 0 MgO 0-5 0 P2O5 0 - 11 0,5 - 6,5 ZnO 0-8 0-8 F 0 0,1 - 2,5 Na2O 0 4 - 13 Zusätze 0-6 < 10 * Farbsubstanzen 0-8 0 (* z.B.: B2O3, La2O3, Ba2O, MgO, ZnO, SrO, TiO2, ZrO2, CeO2) Tab. 1 a: Zusammensetzungen des Empress-2-Kernmaterials und der Empress 2-Verblendkeramik in Masse-% [47] Dreipunkt-Biegefestigkeit nach ISO 6872 (350 ± 50) MPa Bruchzähigkeit, einseitig eingekerbte Probe (3,2 ± 0,3) MPa m1/2 E-Modul (96) GPa Löslichkeit < 100 µg/cm2 Tab. 1 b: Physikalische Eigenschaften des Empress-2-Kernmaterials (Lithiumdisilikat-Glaskeramik)[47] 9 Einleitung und Literaturübersicht 1.5 Aluminiumoxidkeramik Ein häufig in Studien untersuchtes Vollkeramiksystem ist In-Ceram Alumina (Vita, Bad Säckingen), eine glasinfiltrierte Aluminiumoxidkeramik [49]. Hierbei wird ein Grundgerüst aus porösem Aluminiumoxid im Originalmaßstab hergestellt und anschließend mit Lanthanglas infiltriert. Es entsteht ein Verbundwerkstoff aus Aluminiumoxidpartikeln und einer Glasmatrix in deren Zwischenräumen. Die Kombination von Kristalliten und keramischer Glasmatrix ist eine gängige Methode zur Gefügeverstärkung. Durch die Kristallite werden sogenannte Misfit-Spannungen erzielt, die einen Riss ablenken und damit den Rissweg verlängern und den Rissfortschritt erschweren [30, 58, 71]. Diese Keramik wurde in zahlreichen klinischen Studien daraufhin untersucht, ob sie für Brückenkonstruktionen im Front- und Seitenzahnbereich geeignet ist. Dabei wurde für In-Ceram-Alumina-Brücken eine eingeschränkte Empfehlung für den Einsatz im Seitenzahnbereich abgeben, wohingegen der Einsatz im Frontzahnbereich möglich ist [7, 108, 122]. Ein weiteres Vollkeramiksystem auf der Basis einer Aluminiumoxidkeramik ist Procera-AllCeram (Procera, Nobel Biocare, Göteborg/Schweden). Bei diesem Verfahren wird hochreines Aluminiumoxidpulver durch kalt-isostatisches Pressen auf einem vergrößerten Stumpfmodell verdichtet. Nachfolgend wird der entstandene Grünling CNC-gesteuert nachbearbeitet und anschließend dichtgesintert [64, 98]. Aus diesem Keramikmaterial können Einzelkronen und dreigliedrige Brücken für den Front- und Seitenzahnbereich hergestellt werden. Bei der Anfertigung von Brücken werden die Einzelteile (Brückenanker und Brückenglieder) nach der Einzelherstellung mittels Sinterungsbrand zusammengefügt. Die Fügespalten müssen mit der Verblendkeramik vollständig bedeckt werden [32]. 10 Einleitung und Literaturübersicht 1.6 Zirkoniumdioxid-Keramik (ZrO2) Als Rohstoff für verschiedene medizinische Konstruktionen kommt Zirkon (ZrSiO4) zur Anwendung. Reines Zirkoniumdioxid kann temperaturabhängig in verschiedenen Kristallstrukturen vorliegen. Unterhalb des Schmelzpunktes von 2680 °C weist Zirkoniumdioxid ein kubisches Kristallgitter auf. Bei weiterer Abkühlung wandelt es sich ab 2370 °C zunächst in die tetragonale Modifikation um, die bis zu einer Temperatur von 1170 °C stabil ist. Ab 1170 °C bis Raumtemperatur liegt dann eine monokline Kristallstruktur vor (Tab. 2). Bei der Modifikationsumwandlung von der tetragonalen in die monokline Kristallstruktur kommt es zu einer Volumenveränderung von 3 % bis 5 %. Daher ist reines Zirkoniumdioxid nicht für die Herstellung rissfreier und dichter Keramikkonstruktionen geeignet [97]. Mit dem TZP (tetragonal zirconia polycrystal) wurde ein neuer Werkstofftyp entwickelt, indem durch den Einbau von Fremdoxiden (sog. Stabilisatoren) in das Kristallgitter eine Teilstabilisierung der tetragonalen Modifikation bis auf Raumtemperatur erreicht wurde. Die volumenverändernde Umwandlung in die monokline Kristallstruktur unterbleibt somit zunächst [67]. Als Stabilisator wird Yttriumoxid (Y2O3) verwendet. Die so gewonnene Keramik zeichnet sich durch ein extrem reines Gefüge aus feinkörnigen Kristalliten (<1 µm) aus metastabilem tetragonalen Zirkoniumdioxid aus und hat eine hohe Festigkeit. Temperatur 2680 °C Kristallstruktur Schmelzpunkt Tabelle 2: bis 2370 °C kubisch bis 1170 °C Raumtemperatur tetragonal monoklin Kristallstrukturen des reinen Zirkoniumdioxids in Abhängigkeit von der Temperatur Bei dem mit Yttriumoxid teilstabilisierten Zirkoniumdioxid (Y-TZP= Yttriastabilized Tetragonal Zirconia Polycristals) wird zur Steigerung der Risszähigkeit ein Phänomen ausgenutzt, das als Umwandlungsverstärkung bezeichnet wird. Dabei wandelt sich die teilstabilisierte tetragonale Modifikation des 11 Einleitung und Literaturübersicht Zirkoniumdioxids (Y-TZP) unter Spannung in seine stabile monokline Modifikation um. Diese Umwandlung ist martensitisch und läuft spontan ab. Die mit der Umwandlung verbundene Volumenausdehnung des Teilchens erzeugt an der Rissspitze eine Druckspannung, die dort der von außen wirkenden Belastung entgegenwirkt und den ankommenden Riss wirksam schließt [16, 20]. Hochentwickelte Herstellungsmethoden haben die Nutzung des teilstabilisierten Zirkoniumdioxids für Zahnrestaurationen möglich gemacht. Bei den ersten Systemen, die mit Zirkoniumdioxid arbeiteten, wurden die Kronen aus dichtgesinterten Keramikblöcken herausgefräst, eine aufgrund der hohen Materialfestigkeit zeitaufwändige und kostenintensive Herstellungsart. Wegen der extremen Festigkeitswerte des gesinterten Zirkoniumdioxids erschien die Bearbeitung des Materials in diesem Zustand als wenig sinnvoll. Im Unterschied dazu versprach die Bearbeitung von lediglich vorgesintertem Zirkoniumdioxid im so genannten Weißzustand einen effektiveren Herstellungsprozess. Die kreideähnliche Konsistenz des Weißlings ermöglicht eine zügige Bearbeitung bei langen Werkzeugstandzeiten. In neuester Zeit sind die Herstellungsverfahren von vorgesinterten Weißlingen derart verfeinert worden, dass es möglich ist, ein Gerüst vergrößert auszufräsen und danach in einem Hochtemperaturofen zu sintern. Die Sinterschrumpfung des Rohlings kann abhängig von der Charge genau vorhergesagt werden und durch einen Strichcode am Weißling in die Fräsmaschine eingelesen werden und beim Fräsen berücksichtigt werden, so dass eine passgenaue Restauration entsteht. 1.7 Biokompatibilität Zwischen Kronenrestauration und Schleimhaut entstehen oft flächige Kontaktbereiche. Für diesen Dauerkontakt ist eine vollkeramische Kronenversorgung vorteilhafter als eine Metallkeramikkrone, da keine Grenzfläche zwischen unterschiedlichen Materialien vorliegt und allergische Reaktionen bei diesem inerten Material nahezu ausgeschlossen sind [100, 109, 98]. 12 Einleitung und Literaturübersicht 1.8 Korrosionseinfluss auf Oberflächendefekte in Keramiken Unter Korrosion versteht man die Reaktion eines Werkstoffs mit seiner Umgebung, die eine messbare Schädigung des Werkstoffs zur Folge hat. Die neuesten Definitionen unterscheiden dabei die Korrosion von metallischen und keramischen Werkstoffen. In Bezug auf metallische Legierungen wird Korrosion als die physikochemische Wechselwirkung zwischen einem metallischen Werkstoff und seiner Umgebung erklärt [18]. In Bezug auf keramische Werkstoffe wird Korrosion als der Materialabtrag durch chemischen Angriff auf einen Keramikkörper durch ein ihn umgebendes Medium beschrieben [19]. Keramische Werkstoffe sind hinsichtlich ihrer Korrosionsresistenz anderen Werkstoffgruppen im Allgemeinen überlegen. Im wässrigen Milieu beginnt der korrosive Angriff hauptsächlich an den Korngrenzen, weil dort die Bindung zwischen den Atomen am schwächsten ist [132]. Die korrosive Wirkung von Wasser spielt auch beim Wachstum von Rissen eine wichtige Rolle. Wenn kleinste Gefügefehler in Keramiken, wie z.B. Inhomogenitäten, Poren, Risse oder Einschlüsse, in Kontakt mit einer wässrigen Komponete treten, können an diesen Stellen durch Korrosion Ausgangspunkte für das Versagen keramischer Restaurationen entstehen. An diesen Fehlstellen wird durch Anlagerung und Wechselwirkung von Wassermolekülen die für das Risswachstum notwendige Energie herabgesetzt. Die Einwirkungen der zyklischen Kaubelastungen und des korrosiven Mundmilieus führen an diesen Fehlstellen zu weiterem Risswachstum. Man bezeichnet dies auch als Spannungsrisskorrosion [68, 91, 127, 129]. So kann nach einer bestimmten Tragedauer die Festigkeit einer keramischen Restauration so weit vermindert sein, dass diese sogar bei einer normalen Belastung versagt [114]. Die Anwesenheit von Wasser kann die Festigkeit von Gläsern reduzieren. Die Dentalkeramiken, die man als Glaskeramiken bezeichnet, enthalten eine Glasmatrix. Glaskeramiken sind ebenfalls anfällig gegenüber Risswachstum, das durch Feuchtigkeitseinwirkung mit der Zeit verstärkt wird. Das langsame Risswachstum, hervorgerufen durch die Reaktion von Wasser und Glasmatrix in der Rissspitze, kann schließlich zu einem zeitlich verzögerten Bruch der Glaskera- 13 Einleitung und Literaturübersicht mikrestauration führen und muss bei entsprechenden Festigkeits- untersuchungen berücksichtigt werden. 1.9 Testbedingungen zur Simulation intraoraler Verhältnisse Materialien für Zahnersatz unterliegen in der Mundhöhle neben den korrosiven Einflüssen des Mundmilieus auch den Beanspruchungen beim Kauvorgang. Es ist bekannt, dass ständig sich wiederholende Belastungen zur Zerstörung einer Konstruktion führen können. Bei keramischen Materialien unterscheidet man eine Anfangs- bzw. statische Festigkeit und eine Dauerfestigkeit. Die Anfangsfestigkeit wird direkt nach der Herstellung ohne jegliche Art von Alterung gemessen. Bei Keramiken ist die Dauerfestigkeit klinisch wesentlich relevanter als die üblicherweise gemessene Anfangsfestigkeit, weil die sich ständig wiederholenden Belastungen beim Kauvorgang zu einer Verminderung der Festigkeit führen können. In verschiedenen In-vitro-Studien wurde beobachtet, dass die Bruchfestigkeitswerte von Keramiken nach Dauerschwellbeanspruchung niedriger ausfielen als nach statischer Belastung [26, 34, 103]. Die zahnärztlichen Restaurationen in der Mundhöhle sind auch einer Dauerschwellbeanspruchung von Null bis zu einer Obergrenze ausgesetzt, hierbei ist die tatsächliche Größe der Last je nach Kautätigkeit unterschiedlich. Um abzuschätzen, ob ein Werkstoff für den Einsatz im Front- oder Seitenzahnbereich geeignet wäre, ist neben dem statischen Belastungstest somit eine Simulation der Kaubelastungen und des Mundmilieus über einen möglichst langen Zeitraum sinnvoll. Auch die Langzeitlagerung in Wasser und thermische Wechsellast sind anerkannte Methoden, um Alterungsprozesse und intraorale Belastungen nachzuahmen. Einige Studien, die Thermocycling und/oder Langzeitlagerung in Wasser anwandten, konnten signifikante Unterschiede zwischen gealterten und nicht gealterten Probekörpern aus Vollkeramik feststellen. Fechtig [26] untersuchte vollkeramische Adhäsivbrücken nach Simulation mundähnlicher Verhältnisse und beobachtete eine Abnahme der Brückenstabilität infolge Wasserlagerung und Thermocycling in vitro. Geis-Gerstorfer et al. [33] untersuchten IPS-Empress- und In-CeramProbekörper, die sechs Monate lang in 37 °C temperiertem destillierten Wasser 14 Einleitung und Literaturübersicht lagerten, um Anzeichen für Spannungsrisskorrosion zu ermitteln. Von der statischen Ermüdung einer Keramik wird generell angenommen, dass sie einer spannungsabhängigen chemischen Reaktion zwischen Wasserdampf und Oberflächendefekten im Material zuzuordnen ist. Als Folge davon wird ein von Defekten ausgehendes Risswachstum verursacht, das eine kritische Größe erreichen kann, so dass es zum spontanen Bruch kommt, ohne die Probe maximal belastet zu haben [48]. Diese erhöhte Anfälligkeit gegenüber Spannungsrisskorrosion könnte das Resultat einer erhöhten Hydroxyionenkonzentration (von der chemischen Reaktion zwischen Wasser und Glas) in den Rissspitzen sein [33]. Wiederhorn konnte zeigen, dass die Rissgeschwindigkeit mit zunehmender Hydroxyionenkonzentration zunimmt [128]. 1.10 Kaukräfte Es gibt zahlreiche Untersuchungen über Kaukraftmessungen. Ludwig untersuchte mit induktiven Kaukraftnehmern die Absolutkraft des Kauorgans. Dabei schwankten die Kraftwerte im distalen Molarenbereich zwischen 441 N und 736 N (bei unilateraler punktförmiger Krafteinleitung an vitalen Zähnen). An marktoten Zähnen wurden Höchstbelastungswerte von 834 N-1080 N gemessen [63]. Dagegen gibt Gerlach [37] nach seinen Messungen im vollbezahnten natürlichen Gebiss für den Frontzahnbereich nur Belastungswerte zwischen 80 N und 310 N an. Im Molarenbereich liegen die Belastungswerte mit 250 N bis 649 N hingegen deutlich höher. Im Seitenzahnbereich nehmen die Kaufkräfte nach posterior zu, womit auch die funktionellen Anforderungen an Seitenzahnbrücken im Vergleich zu Frontzahnbrücken steigen. Schwickerath fordert unter Berücksichtigung der möglichen Kaukräfte in der Mundhöhle für Frontzahnersatz direkt nach der Herstellung eine Belastbarkeit von mindestens 400 N und für Seitenzahnersatz mindestens 600 N [103]. Körber und Ludwig ermittelten in einer Literaturrecherche eine „mittlere maximale Kaukraft“ von etwa 300 N [55]. Tinschert et al. fordern einen Sicherheitsaufschlag von 200 N auf diesen Wert. Da Materialermüdung und unterkritisches Risswachstum zu einer Verringerung der Festigkeit in Keramiken führen, sollten 15 Einleitung und Literaturübersicht nach Tinschert et al. [115] vollkeramische Restaurationen eine Anfangsbelastbarkeit von 1000 N erreichen. 1.11 Bruchgefährdete Bereiche einer Brückenrestauration Bei Belastungsuntersuchungen an Brücken, die mit beweglichen Pfeilerzähnen durchgeführt werden, bilden sich im Verbindungsbereich zwischen Pfeiler und Zwischenglied neben starken Biegemomenten auch Scherspannungen aus, die bei einer starren Lagerung der Ankerzähne nur in abgeschwächter Form auftreten. Naheliegend ist der Gedanke, besonders bruchgefährdete Zonen einer keramischen Restauration, z.B. den Übergang zwischen Ankerkrone und Zwischenglied einer Brücke, voluminöser zu gestalten [122]. Dieses bedeutet aber nur unter gewissen Bedingungen eine Steigerung der Belastbarkeit. Voraussetzung dafür ist auf jeden Fall, dass sich die Volumenzunahme im Sinne der Spannungsreduktion in diesem Übergang auswirkt. Wäre die Volumenzunahme in ihrer Geometrie so beschaffen, dass sich nur eine geringfügige Spannungsreduktion ergibt, so könnte durch den folgenden Effekt die Volumenzunahme sogar eine Verringerung der Belastbarkeit bewirken. Nach Tinschert et al. [112] nimmt nämlich die statische Festigkeit spröder Materialien im Prinzip mit zunehmendem Volumen ab und zwar um so stärker, je kleiner der Weibull-Modul m ist, denn mit zunehmender Bauteilgröße steigt die Wahrscheinlichkeit, an kritischen Stellen Fehlerstellen in die Keramik einzubringen, die wiederum Ausgangspunkte für Risse sein können. 16 Einleitung und Literaturübersicht 1.12 Übersicht über bisherige Untersuchungen an vollkeramischen Brückenkonstruktionen 1.12.1 In-vitro-Untersuchungen In der Literatur zu vollkeramischen Zahnersatzmaterialien werden sowohl experimentelle als auch klinische Untersuchungen beschrieben. In den In-vitroStudien befassten sich die Autoren hauptsächlich mit der Untersuchung der physikalischen Eigenschaften vollkeramischer Materialien, um davon die Indikationsgebiete ableiten zu können. In Laborversuchen wurden physikalische Eigenschaften wie Bruchfestigkeit, Bruchzähigkeit, Biegefestigkeit und Elastizitätsmodul untersucht. In ersten Versuchen an dreigliedrigen Brücken aus konventioneller Vollkeramik wurden Bruchlasten zwischen 200 N und 400 N erzielt [5, 13, 22, 61, 103] . Demgegenüber konnte Baum [5] bei einer Untersuchung an dreigliedrigen Brücken aus der damals neu entwickelten Infiltrationskeramik In-Ceram eine Steigerung der Belastbarkeit um mehr als das Dreifache feststellen. In der Untersuchung von Baum wurden die Brücken auf einem starren Prüfmodell statisch bis zum Bruch belastet. Kappert et al. konnten zeigen, dass die Bruchfestigkeit einer vollkeramischen Brückenkonstruktion von der Beweglichkeit der Pfeilerzähne abhängig ist. Es wurden bei starrer Lagerung dreigliedriger In-Ceram-Brücken Bruchlasten von 2225 N gemessen, während bei resilienter Lagerung nur Bruchlasten von 910 N erreicht wurden [50]. Die Autoren simulierten die physiologische Pfeilerresilienz durch Ummantelung der Wurzelanteile der Metallpfeilerzähne mit elastischen Gummiringen und Einbettung in PMMA-Kunststoff. Kappert et al. untersuchten außerdem das Festigkeitsverhalten verblendeter In-Ceram-Brücken bei mechanischer und thermischer Wechsellast im Kunstspeichel mit 10.000 Belastungszyklen zwischen 5 °C, 37 °C und 55 °C. Dabei reduzierte sich die Festigkeit um 10-15 %. Die mechanische Wechselbelastung erfolgte für 105 Zyklen bei 0,3 Hz mit „submaximaler“ Belastung von 50 N bis 100 N. In Ihren Untersuchungen an dreigliedrigen Brücken aus In-Ceram mit starrer und resilienter Pfeilerlagerung erhielten Scharnagl [99] und Grebe [39] ebenfalls deutlich niedrigere Bruchlasten für die Brücken mit resilienter Lagerung. 17 Einleitung und Literaturübersicht Die Ergebnisse der Untersuchung von Scharnagl [99] zeigten Bruchlasten von 848 N für die starr gelagerten Brücken und 334 N für die resilient gelagerten Brücken. Grebe [39] erzielte in seiner Untersuchung Bruchlasten von 1286 N für die Brücken bei starrer Lagerung und 899 N bei beweglicher Pfeilerlagerung. Pauli [79] griff den Versuchsaufbau von Kappert et al. [50] wieder auf. Er unterzog die dreigliedrigen In-Ceram-Brücken aber einer künstlichen Alterung durch Lagerung im Kunstspeichel und Thermocycling. Die künstlich gealterten Brücken erlangten bei starrer Lagerung Bruchlasten von 1276 N und bei resilienter Lagerung 930 N [79] Tinschert et al. [119] untersuchten dreigliedrige Brücken zum Ersatz des Zahnes 16 aus In-Ceram-Alumina, IPS-Empress und Zirkoniumdioxid, hergestellt nach dem DCS-System (DCS Production AG, Allschwil/ Schweiz), auf ihre statische Belastbarkeit. Bei starrer Lagerung und konventioneller Zementierung erreichten die Brücken aus In-Ceram Alumina mittlere Bruchlasten von 827 N, die IPS-Empress-Brücken erreichten 481 N und die Zirkoniumdioxidbrücken 2289 N. Unter der Annahme, dass eine Anfangsbelastbarkeit von 1000 N für Brücken im Seitenzahnbereich hinreichend hoch ist, erschien es den Autoren möglich, dreigliedrige Seitenzahnbrücken aus Zirkoniumdioxid einzusetzen, wohingegen die Festigkeitseigenschaften der Keramiken In-Ceram-Alumina und IPS-Empress für diesen Verwendungszweck nicht ausreichen. In einer weiteren Studie von Tinschert et al. wurden bei gleichem Versuchsaufbau drei andere Vollkeramiksysteme untersucht: IPS-Empress 2, In-CeramZirkonia und DC-Zirkon. Bei dieser Untersuchung wurden mittlere Bruchlasten von 1332 N für Brücken aus Empress 2, 1692 N für Brücken aus In-CeramZirkonia und 2289 N für Brücken aus DC-Zirkon ermittelt. Bei diesen Vollkeramiksystemen besteht nach Aussage der Autoren genügend hohe Festigkeit für den Einsatz von Brücken im Seitenzahnbereich. Bei Empress 2 wurde jedoch auf den vom Hersteller empfohlenen Indikationsbereich (bis zum zweiten Prämolaren) verwiesen [117]. Lüthy et al. [65] führten an unverblendeten viergliedrigen Brückengerüsten aus Empress 2, In-Ceram Zirconia und der Zirkoniumdioxidkeramik Cercon Bruchbelastungstests durch. Die Brückengerüste wurden mit einer Konnektorstärke von 7,3 mm2 ausgestattet. Die Brücken wurden nicht auf die resilient gelagerten 18 Einleitung und Literaturübersicht Pfeilerstümpfe zementiert. Die Empress 2-Brückengerüste erreichten hierbei mittlere Bruchlasten von 282 N, die In-Ceram Zirconia-Brückengerüste lagen dagegen mit 518 N deutlich höher und die Cercon-Brückengerüste erreichten mit 755 N die höchste mittlere Bruchlasten in dieser Untersuchung. Die Autoren kamen zu dem Ergebnis, dass weder Empress 2 noch In-Ceram Zirconia für den Einsatz viergliedriger Brücken geeignet ist. Cercon hingegen hat bei statischer Belastung bis 880 N eine 97 %-ige Überlebenswahrscheinlichkeit. Tinschert et al. [119] untersuchten drei-, vier- und fünfgliedrige unverblendete und verblendete Brücken aus Empress 2, In-Ceram Zirconia und DC-Zirkon auf einem starren Modell. Für die dreigliedrigen verblendeten Brücken aus Empress 2 erhielten sie Bruchlasten von 1332 N, aus In-Ceram-Zirconia 1692 N und aus DC-Zirkon 2289 N. Die verblendeten viergliedrigen Brücken aus DCZirkon erlangten mittlere Bruchlastwerte von 1607 N und die fünfgliedrigen Brücken aus DC-Zirkon erreichten 1262 N. 1.12.2 Klinische Langzeiterfahrungen Das konventionelle Zementieren vollkeramischer Kronen mit einem Hartkerngerüst ist für den Front- und Seitenzahnbereich wissenschaftlich anerkannt [85]. Von Steyern [122] untersuchte in vivo 20 konventionell zementierte dreigliedrige Seitenzahnbrücken aus der glasinfiltrierten Vollkeramik In-Ceram (Vita, Bad Säckingen) über einen Beobachtungszeitraum von fünf Jahren. Zwei der Brücken frakturierten. Außerdem untersuchten von Steyern et al. [123] zwanzig konventionell zementierte drei- bis fünfgliedrige Brücken aus der Vollkeramik DC-Zirkon (DCS Dental AG, Allschwil, Schweiz) über einen Zeitraum von zwei Jahren. Drei der Brücken zeigten Bruchstellen. In einer prospektiven klinischen Langzeitstudie untersuchten Bornemann et al. [8] konventionell zementierte drei- und viergliedrige Seitenzahnbrücken aus der Zirkoniumdioxidkeramik Cercon (Degudent, Hanau) über einen Zeitraum von zwei Jahren. Von 73 Brücken zeigten zwei Brücken Frakturen in der Verblendkeramik. Die Gerüstkeramiken zeigten keine Frakturen. Rinke [90] untersuchte 19 Einleitung und Literaturübersicht 26 konventionell zementierte vollkeramische Extensionsbrücken aus Cercon über einen Zeitraum von 1022 (± 224) Tagen. Es traten keine Gerüstfrakturen auf. An einer Brückenkonstruktion gab es eine geringe Abplatzung an der Verblendkeramik. Sturzenegger et al. [111] untersuchten dreigliedrige vollkeramische Seitenzahnbrücken, die nach dem DCM-System hergestellt wurden. Nach einem Jahr Tragezeit wurden keine Frakturen an Verblendung und Gerüstkeramik festgestellt. Tinschert et al. [116] untersuchten drei- und mehrgliedrige Brücken im Front- und Seitenzahnbereich mit einem Gerüst aus der Zirkoniumdioxidkeramik DC-Zirkon über einen mittleren Zeitraum von ca. drei Jahren. Die Frontzahnbrücken wurden adhäsiv und die Seitenzahnbrücken konventionell zementiert. Es wurden keine Frakturen der Gerüstkeramik festgestellt. Es traten in vier von 65 Fällen Abplatzungen der Verblendkeramik an den Seitenzahnbrücken auf. Brauner [9] untersuchte in einer klinischen Studie dreigliedrige Front- und Seitenzahnbrücken aus Empress 2 über einen Zeitraum von 43 Monaten. Bei den Brücken, die außerhalb des empfohlenen Indikationsbereiches lagen, sich also weiter als bis zum ersten Prämolaren nach distal erstreckten oder mehr als dreigliedrig waren, stellte sich eine Verlustquote von 36 % ein. Bei den Brücken, die innerhalb des Indikationsbereiches lagen, traten keine Frakturen auf. 20 Einleitung und Literaturübersicht 1.13 Anforderungen an vollkeramische Brücken Die Diskussion um die Biokompatibilität von Kronen und Brücken mit Metallgerüst und von Füllungen aus Amalgam bzw. Kunststoffen hat zu einer intensiven Forschung in Bezug auf Alternativen geführt. Ästhetische Restaurationen aus biokompatibler Keramik sind eine sehr wichtige Entwicklung für den adäquaten Ersatz verlorengegangener Zahnhartsubstanz. Vollkeramische Materialien müssen für den Einsatz in der Mundhöhle über entsprechend hohe mechanische Stabilität verfügen, die auch unter den korrosiven Bedingungen des Mundmilieus Bestand hat. Die vollkeramischen Materialien sollten über genügend Festigkeit verfügen, so dass eine konventionelle Befestigung im Munde möglich ist. Neben der Dauerfestigkeit und den ästhetischen Aspekten müssen vollkeramische Restaurationen eine gute Passgenauigkeit aufweisen. Daneben ist eine leichte Verarbeitbarkeit im zahntechnischen Labor wünschenswert. Der wichtigste Aspekt bei der Beurteilung von Restaurationen aus neuen Vollkeramiken ist jedoch die Frage nach der Langzeitstabilität, die ganz wesentlich von den Faktoren des unterkritischen Risswachstums und der Spannungsrisskorrosion bestimmt wird. 21 Einleitung und Literaturübersicht 2 Problemstellung Bisher konnte in In-vitro-Studien gezeigt werden, dass das Indikationsspektrum für Restaurationen, die Zirkoniumdioxid als Gerüstwerkstoff verwenden, aufgrund der hohen Bruchfestigkeit auf dreigliedrige Brücken im Seitenzahnbereich erweitert werden kann [28, 94]. In-vitro-Studien, in denen die Bruchlast viergliedriger Seitenzahnbrücken aus Vollkeramik in repräsentativer Anzahl untersucht wurden, liegen in der Literatur bisher nicht vor. In dieser In-vitro-Studie sollen viergliedrige Seitenzahnbrücken aus zwei verschiedenen Vollkeramiksystemen auf ihre Bruchfestigkeit untersucht werden. Als Vertreter eines konventionellen Vollkeramiksystems wird das am Markt etablierte System Empress 2 der Firma Ivoclar (Schaan/FL) betrachtet. Als Vertreter einer Hochleistungskeramik auf Zirkoniumdioxidbasis wird das LavaVollkeramiksystem der Firma 3M Espe (Seefeld) verwendet. Es soll außerdem der Einfluss einer definierten mechanischen Vorschädigung am Brückengerüst, sowie die künstliche Alterung durch Wasserlagerung und thermomechanische Wechselbelastung auf die Bruchfestigkeit analysiert werden. Mit den ermittelten Ergebnissen hinsichtlich der Bruchlasten soll versucht werden, eine Aussage über den Einsatz viergliedriger Brücken aus Zirkoniumdioxid im Seitenzahnbereich abzuleiten. Aus den Ergebnissen der Kombination von künstlichen Alterung und definierter mechanische Vorschädigung soll versucht werden, Rückschlüsse auf die Auswirkung eines Bearbeitungsfehlers bei der Herstellung der Restaurationen zu ziehen. 22 Material und Methode 3 Material und Methode 3.1 Übersicht In dieser In-vitro-Studie sollten viergliedrige Seitenzahnbrücken aus zwei verschiedenen Vollkeramiken auf ihre Bruchlast hin untersucht werden. Außerdem sollte der Einfluss einer definierten mechanischen Vorschädigung am Brückengerüst sowie der Einfluss einer künstlichen Alterung mittels Wasserlagerung und thermomechanischer Wechselbelastung auf die Bruchlastwerte analysiert werden. Der Studienverlauf ist in der Abbildung 1 schematisch dargestellt. Ein Oberkiefermodell aus Kunststoff diente als Urmodell (Frasaco-Modell A-3T OK 119). Von diesem Urmodell wurden 60 partielle Abformungen mit individuellen Löffeln genommen. Davon wurden 40 Abformungen zur Herstellung von PindexSägemodellen für die Modellation der Empress 2-Brückengerüste verwendet. 20 Abformungen dienten zur Erstellung der Modelle für die 40 Brückengerüste aus Lava. Es wurden von jedem der beiden Vollkeramiksysteme 40 viergliedrige Brückengerüste auf den Pfeilerzähnen 24 und 27 hergestellt. Die Brückengerüste jedes Vollkeramiksystems wurden nach ihrer Herstellung randomisiert auf vier Gruppen zu jeweils zehn Stück verteilt. An jeweils 20 Brückengerüsten beider Materialien wurde vor dem Verblenden eine definierte mechanische Vorschädigung durch einen 30 µm tiefen und 180 µm breiten Ritz basal zwischen den Brückengliedern 25 und 26 vorgenommen. Alle Gerüste wurden mit den systemeigenen Verblendkeramiken verblendet. Die fertigen Brücken wurden mit einem Glasionomerzement auf resilient gelagerte Kunststoffstümpfe zementiert, sodass jede zementierte Brücke ein einzelnes Prüfmodell darstellte. Die vier Gruppen unterschieden sich in der Vorschädigung und der künstlichen Alterung auf folgende Weise: 23 Material und Methode Gruppe A: Je zehn Brücken pro Material blieben ohne definierte Vorschädigung, ohne thermomechanische Wechselbelastung und ohne Wasserlagerung. Diese dienten als Kontrollgruppen und wurden direkt nach der Herstellung bis zum Bruch belastet. Gruppe B: Je zehn Brücken pro Material mit definierter Vorschädigung aber ohne thermomechanische Wechselbelastung und ohne Wasserlagerung wurden bis zum Bruch belastet. Gruppe C: Je zehn Brücken pro Material blieben ohne definierte Vorschädigung wurden aber thermisch (20.000 Zyklen 5 °C/55 °C) und mechanisch wechselbelastet (106 Zyklen mit einer Schwellast von 100 N) sowie 220 Tage in 36 °C temperiertem Wasser gelagert. Danach erfolgte die Belastung bis zum Bruch. Gruppe D: Je zehn Brücken pro Material wurden definiert vorgeschädigt, thermisch (20.000 Zyklen 5 °C/55 °C) und mechanisch (106 Zyklen mit einer Schwellast von 100 N) wechselbelastet, sowie 220 Tage in 36 °C temperiertem Wasser gelagert. Danach erfolgte die Belastung bis zum Bruch. Alle Brücken wurden in einer Universalprüfmaschine (Typ 20K, Fa. UTS-Testsysteme, Ulm) bis zum Bruch belastet. Die Ergebnisse wurden mit Hilfe des Programms SPSS- 11 für Windows statistisch ausgewertet. 24 Material und Methode Urmodell Abb. 1:Schema Studienverlauf Modellherstellung 40 Sägemodelle für Empress 2-Brücken Modellherstellung 20 ungesägte Modelle für Lava Brücken 60 Abformungen Herstellung von Brückengerüsten aus Empress 2 (n=40) ohne Vorschädigung (n=20) Herstellung von Brückengerüsten aus Lava (n=40) Definierte mechanische Vorschädigung (n=20) ohne Vorschädigung (n=20) Verblendung und Zementierung der Brückengerüste (n=40) Gr.A ohne Vorschädigung (n=10) Gr.B mit Vorschädigung (n=10) Gr.C ohne Vorschädigung (n=10) Gr.D mit Vorschädigung (n=10) Mechan.- u. therm. Wechselbelastung, 220 Tage Wasserlagerung 36°C Definierte mechanische Vorschädigung (n=20) Verblendung und Zementierung der Brückengerüste (n=40) Gr.A ohne Vorschädigung (n=10) Gr.B mit Vorschädigung (n=10) Gr.C ohne Vorschädigung (n=10) Gr.D mit Vorschädigung (n=10) Mechan.- und therm. Wechselbelastung, 220 Tage Wasserlagerung 36°C Bruchbelastungstest Bruchbelastungstest 25 Material und Methode 3.2 Urmodell Als Urmodell diente ein Oberkiefermodell aus Kunststoff (A-3T OK 119, Fa. Frasaco, Tettnang). Die Zähne 24 und 27 wurden als Brückenpfeiler ausgewählt und durch eine zirkuläre Hohlkehlpräparation für die Aufnahme einer viergliedrigen Vollkeramikbrücke vorbereitet (Abb.2 a+b). Unter Beachtung einer gemeinsamen Einschubrichtung wurden die Pfeilerzähne an der zahnärztlichen Einheit mit dem roten Winkelstück unter Wasserkühlung präpariert. Als Präparationsinstrumente wurden diamantierte Schleifkörper mit abgerundeten Kanten verwendet. Es wurde eine 1,0 mm breite zirkuläre Hohlkehle angelegt und okklusal wurden die Zähne um 1,5 mm reduziert. Die okklusalen Kanten wurden mit einem Arkansasstein abgerundet. Abb. 2a: Urmodell von okklusal Abb. 2b:Urmodell von bukkal 3.3 Fertigung der Meistermodelle für die Herstellung der Brückengerüste 3.3.1 Herstellung der individuellen Löffel Das Urmodell wurde zunächst mit zwei Schichten rosa Plattenwachs der Stärke 1,25 mm an der abzuformenden Stelle ausgeblockt (Tab. 3). An fünf Stellen wurden quadratische Aussparungen mit der Kantenlänge 3 mm in das Wachs geschnitten. Diese ergaben später die sogenannten Stops. Diese Stops dienten dazu, bei der Abformung ein Durchdrücken der Abformmasse zu verhindern und eine gleichmäßi26 Material und Methode ge Materialstärke zu erzielen. Die Stops befanden sich mesial des Stumpfes 24, distal des Stumpfes 27 sowie mittig zwischen den beiden Pfeilerzähnen. Zwei Stops lagen palatinal, ca. 5 mm unterhalb des marginalen Zahnfleischsaumes. Für jede Abformung wurde ein individueller Löffel hergestellt. Um diese individuellen Löffel möglichst gleichförmig zu gestalten, wurde mittels Dublierung ein Silikonmodell des ausgeblockten Urmodells hergestellt. Auf diesem Silikonmodell wurden alle Löffel angefertigt. Material Plattenwachs Silikonmodell (A- Silikon) Löffelmaterial lichthärtend Produktname Panasil fast set Palatray XL Hersteller Omni Dent/Rodgau Kettenbach/Eschenburg Heraeus Kulzer/Hanau Tab. 3: Materialien zur Löffelherstellung 3.3.2 Abformung der Stümpfe des Urmodells Zur Abformung der Stümpfe des Urmodells wurde Polyetherabformmaterial mit individuellen Löffeln verwendet (Abb. 3 a+b, Tab. 4). Die individuellen Löffel wurden 15 Minuten vor der Abformung auf der Innenseite mit Haftlack bestrichen. Das Abformmaterial wurde in einem Mischgerät angemischt und eine Einphasenabformung durchgeführt. Dabei wurden die Stümpfe vor dem Aufbringen des mit Abformmasse gefüllten individuellen Löffels mit dem gleichen Material umspritzt. Da die Wärme des Mundmilieus fehlte, wurde die Verweildauer auf dem Urmodell verlängert. Nach Herstellerangaben hat das verwendete Abformmaterial eine Mundverweildauer von 3,5 Minuten, bei einer Abbindezeit ab Mischbeginn von 6,0 Minuten. Nach zehn Minuten wurde die Abformung vom Urmodell abgenommen und eine Rückstellphase von zwei Stunden eingehalten, bevor die Modellherstellung erfolgte. Es wurden 60 Abformungen vom Urmodell genommen. Jede Abformung wurde nur einmal mit Gips ausgegossen. 27 Material und Methode Abb.3 a: Abformung mit individuellem Löffel Material / Gerät Abformmaterial Haftlack Abformmassemischgerät Abb.3b: Abgeformte Stümpfe Produktname Impregum Penta H Duo soft Polyether Adhäsiv Pentamix 1 Hersteller 3M Espe/Seefeld 3 M Espe/Seefeld 3 M Espe/Seefeld Tab. 4: Materialien und Geräte zur Abformung des Urmodells 3.3.3 Ausgießen der Abformungen Nach Beendigung der zweistündigen Rückstellphase wurden die Abformungen mesial und distal mit Plattenwachs der Stärke 1,25 mm abgedämmt und danach unter kaltem fließenden Wasser gespült. Überschüssiges Wasser wurde mit Druckluft verblasen. Die Abformungen wurden mit einem Klasse-IV-Gips ausgegossen (Tab. 5), der nach dem vom Hersteller vorgegebenen Mischungsverhältnis mit destilliertem Wasser angemischt wurde. Das Anmischen des Gipses erfolgte 60 Sekunden lang unter Vakuum im Mischgerät. Das Befüllen der Abformungen erfolgte auf dem Rüttler. Bis zum Entformen wurden 60 Minuten abgewartet. Die blasenfreien Meistermodelle wurden am Trimmgerät trocken getrimmt. Material / Gerät Plattenwachs Klasse-IV-Gips Gipsmischgerät Rüttler Trimmgerät Produktname Fujirock, weiß Vacuret Rüttler Rotronic Hersteller Omni Dent/Rodgau GC/Tokyo/Japan Reitel/Bad Essen Reitel/Bad Essen Reitel/Bad Essen Tab. 5: Materialien und Geräte zum Ausgießen der Abformungen 28 Material und Methode 3.3.4 Vorbereitung der Meistermodelle für die Fertigung der Brückengerüste aus Lava Das Erfassen der Stumpfgeometrie erfolgte mit Hilfe eines lichtoptischen Abtastsystems. Um ein korrektes Abtasten zu ermöglichen, erhielten die Meistermodelle (Abb. 4) eine scharfe Unterkehlung der Präparationsgrenzen. Dazu wurde ein Rosenbohrer (ISO H71104023, Fa. Brasseler, Lemgo) verwendet. Damit die Präparationsgrenzen nicht beschädigt wurden, erfolgte dieser Vorgang bei zehnfacher Vergrößerung unter dem Stereomikroskop (Fa. Eschenbach, Nürnberg). Es wurden zwanzig Meistermodelle hergestellt. Auf jedem Modell wurden zwei Brückengerüste angefertigt und aufgepasst. Abb.4: Meistermodell für die Herstellung der Lava-Brückengerüste 3.3.5 Vorbereitung der Meistermodelle für die Fertigung der Brückengerüste aus Empress 2 Für die Modellation der Empress 2-Brückengerüste wurden Sägemodelle benötigt. Dazu war es notwendig, die 40 Meistermodelle noch weiter zu bearbeiten. Mit einer Pinbohrmaschine (Tab. 6) wurden sechs Bohrlöcher für die Aufnahme von Pins basal in die Gipsmodelle gesetzt. Jeweils zwei Bohrungen wurden unterhalb der Zahnstümpfe 24 und 27 sowie im Bereich zwischen den beiden Stümpfen platziert. In diese Bohrungen wurden die 11 mm langen Pins mit Sekundenkleber eingeklebt. Nach Erhärten des Klebers wurden die Pinhülsen auf die Pins gesteckt und das Gipsmodell wurde von basal gegen Gips isoliert. Gesockelt wurden diese vorbereiteten Modelle mit einem dünnflüssigen Klasse-IV-Sockelgips, der nach dem vom Hersteller vorgegebenen Mischungsverhältnis mit destilliertem Wasser angemischt 29 Material und Methode wurde. Das Anmischen des Gipses erfolgte 60 Sekunden lang unter Vakuum im Mischgerät. Nach Aushärten des Gipses wurden die Gipsüberschüsse am Trimmgerät trocken abgetrimmt. Mit einer diamantierten Trennscheibe wurde jeweils ein Sägeschnitt distal des Zahnstumpfes 24 und mesial des Zahnstumpfes 27 angelegt (Abb. 5). Die Stümpfe wurden mit einer Schicht Distanzlack bestrichen, wobei die Lackierung 1 mm vor der Präparationsgrenze endete. Die Präparationsgrenze wurde mit einem Markierstift kenntlich gemacht. Abb. 5: Sägemodell für die Herstellung der Empress 2-Brückengerüste Material / Gerät Pinbohrmaschine Pins, rund Gips-gegen-Gips-Isolierung Klasse-IV-Sockelgips Gipsmischgerät Trimmgerät Trennscheibe diamantiert Distanzlack silber Markierstift Tab. 6: Produktname Pindex Gerät Pindex Pins Super-Sep Suppensockler blau Vacuret Rotronic ISO H333C300 Vernax-S Buntstift blau Hersteller Coltène Whaledent/USA Coltène Whaledent/USA Kerr/Karlsruhe Shera/Lemförde Reitel/Bad Essen Reitel/Bad Essen Horico/Berlin Hager&Werken/Duisburg Pentel/Japan Materialien und Geräte zur Meistermodellherstellung für die Empress 2-Brücken 30 Material und Methode 3.4 Herstellung der Empress 2-Brückengerüste 3.4.1 Gerüstmodellation Die Gipsstümpfe des Meistermodells wurden mit Gips-gegen-Wachs-Isolierung (siehe Tab. 7) dünn bestrichen und der Überschuss wurde mit Druckluft verblasen. Anschließend wurden die Stümpfe im Wachstauchgerät zweimal in 87 °C warmes, flüssiges Wachs getaucht. Der Wachsüberschuss wurde an der Präparationsgrenze zunächst mit einer spitzen Skalpellklinge abgeschnitten. Damit die Ankerkronen der Brücken einen guten Randschluss erhielten, wurden dann die Ränder mit der gleichen Sorte Gusswachs mit einem elektrischen Wachsmesser unter Betrachtung durch ein Stereomikroskop bei zehnfacher Vergrößerung exakt nachmodelliert. Das Wachskäppchen wurde mit einem Tasterzirkel entgegen Herstellerangaben auf gleichmäßige Schichtstärke von 0,7 mm überprüft, um eine Vergleichbarkeit mit den Lava-Brücken zu gewährleisten. Für die Vervielfältigung der Brückenzwischenglieder wurde eine Silikonform verwendet, in die tropfenweise Modellierwachs eingebracht wurde. Mit Hilfe eines Silikonschlüssels konnten die fertiggestellten Brückenglieder immer gleichartig zwischen den Brückenankern festgewachst werden. Dabei wurde darauf geachtet, dass die Stärken der Konnektoren in bukko-palatinaler Richtung 5,0 mm und in okkluso-zervikaler Richtung 3,0 mm betrugen. An die Brückenmodellation wurden zwei Presskanäle aus Wachs mit einem Durchmesser von 3,0 mm und einer Länge von 8,0 mm angebracht. Es wurde ein Presskanal am Brückenglied 25 und ein zweiter am Brückenanker 27 jeweils von vestibulär angebracht (Abb. 6a). Die Brückenmodellation wurde auf den Sockelformer für die 200-g-Muffel gewachst (Abb. 6 b), anschließend wurde eine Papiermanschette mit Stabilisierungsring angelegt. Abb. 6 a: Modelliertes Empress 2Brückengerüst auf dem Meistermodell Abb. 6 b: Zur Einbettung angestiftete Brückenmodellation auf dem Sockelformer 31 Material und Methode Material/Gerät Gips-gegen-Wachs-Isolierung Wachstauchgerät Tauchwachs elektrisches Wachsmesser Silikon Modellierwachs grau Wachs für Presskanäle Produktname Die Lube Hotty II Flexi-Dip orange Wax-tip Platinum Pro-mod VKS Sticky sticks Hersteller Dentaurum/Ispringen Renfert/ Al dente/Meckenbeuren Degudent/Hanau Zhermack/Rovigo/Italien Al dente/Meckenbeuren Al dente/Meckenbeuren Tab.7: Materialien und Geräte für die Modellation der Empress 2-Brückengerüste 3.4.2 Einbettung der Gerüstmodellation Die Einbettung erfolgte mit der systemeigenen Speed-Einbettmasse. Entgegen der Herstellerempfehlung wurde auf Grund von Erfahrungen aus Vorversuchen eine Konzentration der Anmischflüssigkeit von 40 % gewählt. Es wurden 21,5 ml spezieller Anmischflüssigkeit auf 32,5 ml destilliertes Wasser gegeben und mit 200 g Pulver ca. zehn Sekunden manuell durchgespatelt. Das Anmischen der Einbettmasse erfolgte drei Minuten unter Vakuum. Die Einbettmasse wurde auf einem Rüttler in die Muffel (Abb.7a+b) eingefüllt und danach für 35 Minuten ruhig stehen gelassen. Abb.7a: Muffelzubehör Material/Gerät Einbettmasse Spezielle Anmischflüssigkeit Vakuumanrührgerät Rüttler Tab. 8: Abb.7b: Brückenmodellation in der Muffel Produktname Speed-Einbettmasse für Empress 2 Spezialfluid Varcuret-S Rüttler Hersteller Ivoclar/Schaan/FL Ivoclar/Schaan/FL Reitel/Bad Essen Reitel/Bad Essen Materialien und Geräte für die Einbettung der modellierten Empress 2-Brückengerüste 32 Material und Methode 3.4.3 Vorwärmen der Muffeln und Pressen der Empress 2Brückengerüste Die Muffel und der für das Pressen benötigte Al2O3-Kolben wurden in den auf 850 °C vorgeheizten Vorwärmofen gestellt (Tab. 9a, Abb. 8a). Nach einem 60-minütigen Vorwärmvorgang wurde der Pressvorgang eingeleitet, der im zuvor kalibrierten Pressofen (Abb. 8 b) mit den in Tabelle 9 b aufgeführten Pressparametern durchgeführt wurde. Für den Pressvorgang wurde pro Muffel ein großer Kernmasse-Rohling (siehe Tab. 9a) kalt in den Presskanal der heißen Muffel gelegt. Mit dem auf 850 °C vorgeheizten Al2O3-Kolben (Abb. 8c) wurde die beim Pressvorgang plastifizierte Keramikmasse mit definiertem Druck in den Hohlraum gepresst. Material/Gerät Al2O3-Kolben Vorwärmofen Pressofen Kernmasse Rohling Produktname Presskolben M3 EP 600 Rohling für Schichttechnik 200 Hersteller Ivoclar/Schaan/FL MIHM-Vogt/Karlsruhe Ivoclar/Schaan/FL Ivoclar/Schaan/FL Tab.9 a: Materialien und Geräte für das Vorwärmen und Pressen der Empress 2-Brückengerüste Presskolben Muffel Abb. 8 a: Muffel und Presskolben Abb. 8 b: Pressofen im Vorwärmofen 33 Abb. 8 c: Muffel im Pressofen Material und Methode Bereitschaftstemperatur bei Programmstart Aufheizrate in °C/min Temperatur beim Pressvorgang Haltezeit Temperaturbereich unter Vakuum Nachpresszeit Druck 700 °C 60 °C 920 °C 20 min 500 °C bis 920 °C 0 5 bar Tab. 9 b : Pressparameter 3.4.4 Ausbetten und Ausarbeiten der Empress-2-Brückengerüste Die erkaltete Muffel wurde gemäß der Verarbeitungsanleitung ausgebettet [47]. Nach dem Ausbetten wurden die Brückengerüste zur Entfernung der Reaktionsschicht (Abb. 9a) für ca. zehn Minuten in ein Ultraschallbad mit spezieller Reinigungsflüssigkeit (Flusssäuregehalt < 1%) gelegt. Nach Abspülen unter fließendem Wasser und Lufttrocknung wurden die Reste der Reaktionsschicht durch Sandstrahlen mit Aluminiumoxid der Korngröße 100 µm bei 1 bar Druck entfernt. Abb.9 a: Empress 2-Brückengerüst mit Reaktionsschicht nach dem Ausbetten Das Abtrennen der Presskanäle erfolgte zunächst mit einer diamantbeschichteten Trennscheibe bei einer Drehzahl von 20.000 min-1 unter Wasserkühlung (Abb. 9b). Danach wurden die Trennstellen mit Karborundumsteinen ebenfalls unter Wasserkühlung versäubert. Vor dem Aufpassen der Brückengerüste auf die Meistermodelle (Abb. 9c) wurde der Distanzlack auf den Gipsstümpfen mit Aceton und Watte entfernt. Geringe Störstellen wie kleine Positivbläschen oder Unebenheiten wurden mit einer roten Markie34 Material und Methode rungspaste aufgezeigt und unter Wasserkühlung mit einem feinen Diamanten an der Turbine (Tab. 10) entfernt. Die Schleifvorgänge an den Brückengerüsten wurden auf das Notwendigste reduziert und stets unter Wasserkühlung („nasses Schleifen“) durchgeführt, um die für den Werkstoff schädigende Hitzeeinwirkung zu vermeiden. Die Passungskontrolle an den Kronenrändern erfolgte bei zehnfacher Vergrößerung unter dem Stereomikroskop. Die Gerüste wurden abschließend mit 100 µm Aluminiumoxid bei 1 bar Druck sandgestrahlt. Material/Gerät Ultraschallgerät Reinigungsflüssigkeit Diamantierte Schleifscheibe Karborundumsteine Turbine Stereomikroskop Produktname Sonorex super RK 102 H Invex Liquid ISO H350220 Dura-Green-Steine STS 890 Hersteller Bandelin/Berlin Ivoclar/Schaan/FL Horico/Berlin Shofu/Ratingen Bien-Air/Bienne/Schweiz Eschenbach/Nürnberg Tab.10: Materialien und Geräte zum Ausbetten und Ausarbeiten der Empress 2-Brückengerüste Abb. 9 b: Abtrennen der Presskanäle am Empress 2-Brückengerüst unter Wasserkühlung Abb. 9 c Auf das Modell aufgepasstes Empress 2-Brückengerüst 35 Material und Methode 3.5 Herstellung der Lava-Brückengerüste Die Herstellung der Lava-Brückengerüste erfolgte auf speziell vorbereiteten ungesägten Modellen aus Klasse-IV-Gips (Fujirock weiß, Fa. GC, Tokyo, Japan) bei der Firma 3M ESPE. Dort wurden pro Modell zwei Brückengerüste gefertigt (Abb. 10e). Die Herstellung der Lava-Brückengerüste erfolgte im CAD/CAM Verfahren. Die Stümpfe und die Kieferkammanteile unterhalb der Brückenglieder wurden mehrfach und von verschiedenen Seiten lichtoptisch mit einem Weisslichtscanner (Lava Scan) detektiert und digitalisiert. Nach dem Scanvorgang erschien die Modellsituation dreidimensional auf dem Bildschirm. Die Brückengerüste wurden danach mit Hilfe der Software Lava-CAD am Computer konstruiert. Abb. 10a: Fräseinheit (Lava Form) Abb. 10b: Bedienteil zur Fräseinheit 36 Material und Methode Die Wandstärke der Kronengerüste betrug 0,7 mm und lief zum Präparationsgrenzenbereich auf 0,3 mm zu. Die Verbinder der Lava-Brückengerüste wurden mit folgenden Querschnitten hergestellt: Verbinder von Pfeiler 24 / Brückenglied 25 = 12,5 mm2 (b = 5,0 mm, h= 3,1 mm) = 15,6 mm2 (b = 5,2 mm, h= 3,9 mm) Verbinder der Brückenglieder 25 / 26 Verbinder von Brückenglied 26 / Pfeiler 27 = 11,6 mm2 (b = 5,2 mm, h= 2,9 mm). Die Lava-Brückengerüste wurden aus industriell vorgesinterten Rohlingen, den sogenannten Weißlingen, herausgefräst (Abb. 10c). Vor dem Einspannen in die Fräseinheit (Lava Form) wurde der Barcode des Rohlings eingescannt. Dieser Barcode enthält Informationen über die spätere Sinterschrumpfung der jeweiligen Rohlingcharge. Diese Schrumpfung wird durch entsprechende Größenzugabe bei der Gerüstkonstruktion berücksichtigt, um ein passgenaues Gerüst zu erhalten. Abb. 10c: Weißkörper während des Fräsvorgangs Abb. 10d: Ausgefräste Frontzahnbrücke Nach dem Fräsvorgang ist das Gerüst noch über schmale Verbindungsstege mit dem Rohling verbunden (Abb. 10d). Diese Stege wurden mit einem diamantierten Schleifkörper durchtrennt und versäubert. Vor dem endgültigen Sintervorgang wurden die gefrästen Gerüste durch Eintauchen in spezielle Pigmentlösungen, entsprechend der vorgegeben Zahnfarbe, eingefärbt. Der endgültige Sintervorgang, der dem Material die hohe Festigkeit verleiht, erfolgt vollautomatisch bei ca. 1350 °C im Sinterofen (Lava Therm) und dauert inklusive Aufheiz und Abkühlphase ca. 8 Stunden. 37 Material und Methode Abb. 10e: Lava-Brückengerüst auf dem Meistermodell 3.6 Vorschädigen der Brückengerüste Es wurden jeweils 20 Empress-2- und 20 Lava-Brückengerüste vor dem Verblenden vorgeschädigt. Damit sollte untersucht werden, wie stark sich ein möglicher Verarbeitungsfehler am Gerüst auf die Bruchfestigkeit auswirkt. In einem Vorversuch wurde die Größe einer solchen Vorschädigung auf folgende Weise ermittelt: An einer Materialprobe des Gerüstmaterials wurde mit einer rotierenden diamantierten Schleifscheibe, wie sie üblicherweise bei der Bearbeitung von Verblendungen in der Zahntechnik verwendet wird, ein Ritz angebracht. Eine ähnliche Schädigung des Gerüstes kann auch durch den behandelnden Zahnarzt im Munde des Patienten entstehen, z. B. wenn die Verblendung beim Einschleifen der okklusalen Kontakte unter Wasserkühlung durchgeschliffen wird und dabei das Gerüst beschädigt wird. Die Vermessung der im Vorversuch erzeugten Vorschädigung unter dem koaxialen Auflichtmikroskop (Typ Wild M3Z, Fa. Leica, Heerbrugg/Schweiz) ergab eine Tiefe von ca. 30 µm und eine Breite von 180 µm. Zum Erzeugen reproduzierbarer Vorschädigungen an den Prüfkörpern wurde eine Innenlochsäge (Micoslice 2, Fa. Metals research/Cambridge/England) verwendet. Der Ritz wurde hierbei mit Hilfe einer diamantbesetzten rotierenden Scheibe unter Wasserkühlung angelegt (Abb. 11). 38 Material und Methode Abb.11: An der Innenlochsäge positioniertes Brückengerüst vor dem Anritzen Die Prüfkörper erhielten die Vorschädigung im Bereich der Basalfläche zwischen den Brückengliedern. An dieser Stelle treten bei okklusaler Belastung der Brücken starke Zugspannungen auf, so dass durch eine Vorschädigung an dieser Stelle das frühzeitige Eintreten eines Bruches vermutet werden konnte. Die Brückengerüste wurden mit Futar D Okklusion (Fa. Kettenbach/Eschenburg) auf einem Aufnahmeteller in der Innenlochsäge Microslice 2 (Fa. Metals research/Cambridge/England) befestigt. Mit einer definierten Anpresskraft von 0,3 N wurden die Brückengerüste für 15 Sekunden bei einer Umdrehungsgeschwindigkeit von 125 min-1 mit der wassergekühlten Diamantschleif-scheibe basal angeritzt (Abb. 11). 3.7 Herstellung einer Verblendform und eines Gegenbisses Für die Verblendung der Brückengerüste wurde mittels Dublierung ein spezielles Modell aus braunem Klasse-IV-Gips mit Kunststoffstümpfen (Tab. 12) hergestellt, auf dem die Brücken zwischen den Bränden mit Hilfe von Silikonschlüsseln in ihren Dimensionen überprüft werden konnten (Abb. 12 a + b). Im Modellsockel wurden Aussparungen eingeschliffen, die zur definierten Anlage der Silikonschlüssel dienten. Ein Brückengerüst mit idealisierter Gestaltung wurde fertig verblendet und diente dann als Vorlage für die Herstellung der Silikonschlüssel. Diese fertige Brücke diente ebenfalls als Vorlage für die Herstellung des Gegenbissmodells. Dazu wurde ein ungesägtes Meistermodell in einen Artikulator (Tab. 11) einartikuliert, die fertig verblendete Brücke wurde darauf gesetzt und ein Gegenbiss wurde mit Modellierwachs 39 Material und Methode modelliert. Dieser in Wachs modellierte Gegenbiss wurde mit Dubliersilikon abgeformt und mit Klasse-IV-Gips (weiß) ausgegossen. Mit Hilfe eines Durchbissregistrates wurde das Gegenbissmodell in den Artikulator eingegipst (Abb. 12 c). Durch dieses Verfahren wurde sichergestellt, dass die Verblendung bei allen Brücken weitestgehend identisch gestaltet werden konnte. Abb.12 a: Silikonschlüssel zur zirkulären Dimensionsüberprüfung Abb.12 b: Silikonschlüssel zur vertikalen Dimensionsüberprüfung Abb.12 c: Fertig verblendete Brücke mit Gegenbiss im Artikulator Material/Gerät Klasse-IV-Gips Kunststoffstumpfmaterial Silikonschlüssel Artikulator Modellierwachs, grau Doubliersilikon Produktname Fujirock, braun/ weiß Alpha Die Top, Platinum Balance Pro-mod VKS Rema Sil Hersteller GC/Tokyo/Japan Schütz/Rosbach Zhermack/Rovigo/Italien Hager & Werken/Duisburg Al dente/Meckenbeuren Dentaurum, Ispringen Tab. 11: Materialien und Geräte zur Herstellung einer Verblendform und eines Gegenbisses 40 Material und Methode 3.8 Verblenden der Brückengerüste Vor der Verblendung wurden die Gerüste mit Dampfstrahlung 10 Sekunden lang gesäubert. Die Modelle wurden gegen das Anhaften der Verblendkeramik isoliert. Zur Verblendung wurden für die Empress 2-Brückengerüste drei unterschiedliche Farbmassen der IPS Empress 2-Schichtkeramik verwendet: Dentin-, Schneide- und Transparentmasse. Es wurde darauf geachtet, dass jede Brücke nur vier Brände erhielt, nämlich Washbrand, erster Dentinbrand, zweiter Dentinbrand und Glasurbrand. Zur Verblendung der Lava-Brückengerüste wurden nur zwei Farbmassen der Lava Schichtkeramik verwendet: Dentin- und Schneidemasse (Tab. 12 c). Die Keramikschichtung erfolgte bei beiden Systemen nach der üblichen Standardschichttechnik. Die Lava-Brücken wurden nur dreimal gebrannt: erster Dentinbrand, zweiter Dentinbrand und Glanzbrand. Die Brandführungen sind in den Tabellen 12 a+b auf der nächsten Seite dargestellt und erfolgten bei beiden Systemen entsprechend den Empfehlungen der Hersteller. Jede Keramikschichtung wurde vor dem Brand in allen Interdentalbereichen bis auf das Gerüst separiert (Abb. 13 a+b). Vor jedem weiteren Auftragen von Verblendkeramikmasse bzw. Glasurmasse wurde die bereits bestehende Keramikschicht mit Aluminiumoxid (Körnung 100 µm) bei 1 bar Druck angeraut und 10 Sekunden mit Dampfstrahlung gesäubert. Abb.13 a: Geschichtete Empress 2Brücke vor dem ersten Dentinbrand von palatinal Abb.13 b: Geschichtete Empress 2Brücke vor dem ersten Dentinbrand von okklusal 41 Material und Methode Nach dem ersten und zweiten Dentinbrand wurde jeweils die vertikale Höhe der abgekühlten Brücke im Artikulator mit Okklusionspapier überprüft und mit diamantierten Schleifinstrumenten auf die vorher im Artikulator festgelegte Höhe eingeschliffen. Als vorbereitende Maßnahme für die spätere Bruchtestung wurde darauf geachtet, dass eine Stahlkugel mit 6,0 mm Durchmesser auf einer Unterlage aus 0,2 mm starker Zinnfolie lagestabil okklusal mittig zwischen den Brückengliedern 25 und 26 aufliegt. Mit Hilfe der Silikonschlüssel wurde die Dimensionierung der Brücke in der Horizontalen überprüft und durch Abtragen mit diamantierten Schleifkörpern bzw. durch Auftragen weiterer Verblendkeramik bei der zweiten Schichtung korrigiert. Bei der zweiten Verblendkeramikschicht wurde interdental nicht bis auf die Gerüstkeramik separiert. Die Empress 2-Brücken erhielten als abschließende Schicht eine gleichmäßig dünn aufgetragene Mischung aus Glasurmasse mit Glasur- und Malfarbenfluid, die dann noch einmal gebrannt wurde. Die Lava-Brücken wurden ohne Glasurmasse glanzgebrannt. Es wurden bei beiden Systemen keine Malfarben verwendet. Material/Gerät Dampfstrahlgerät Keramik Isolierflüssigkeit Keramikbrennofen Produktname Supersteam D Sign Austromat 3001 Hersteller Reitel/Bad Essen Ivoclar/Schaan/FL Dekema/Freilassing Hager & Werken/ Artikulator Balance Duisburg Okklusionspapier Bausch/Köln 40 µm Empress 2 Verblendkeramik Empress 2 Schichttechnik Ivoclar/Schaan/FL Empress 2 AnmischEmpress 2 Modellierliquid Ivoclar/Schaan/FL flüssigkeit Empress 2 Glasurmasse Empress 2 Glasur, Typ 1 Ivoclar/Schaan/FL Empress 2 Glasur- und Ivoclar/Schaan/FL Empress 2 Glasurflüssigkeit Malfarbenfluid Lava Verblendkeramik Lava Ceram 3M Espe/Seefeld Lava Anmischflüssigkeit Lava Ceram 3M Espe/Seefeld Tab. 12 a: Materialien und Geräte für das Verblenden der Brückengerüste 42 Material und Methode Starttemperatur Aufheizrate/min Endtemperatur Schließzeit Haltezeit Temperaturbereich unter Vakuum Washbrand 403 °C 60 °C 800 °C 6 min 1 min 450 – 799 °C Dentinbrand I + II 403 °C 60 °C 800 °C 6 min 2 min 450 – 799 °C Glanzbrand 403 °C 60 °C 770 °C 6 min 2 min 450 – 799 °C Tab. 12 b: Brandführung der Empress2-Verblendkeramik Starttemperatur Trockenzeit Aufheizrate mit Vakuum Aufheizrate ohne Vakuum Endtemperatur Haltezeit mit Vakuum Haltezeit ohne Vakuum Dentinbrand I 450 °C 6 min 45 °C/min ---810 °C 1 min ---- Dentinbrand II 450 °C 6 min 45 °C/min ---800 °C 1 min ---- Glanzbrand 480 °C 2 min ---45 °C/min 820 °C ---1 min Tab. 12 c: Brandführung Lava-Verblendkeramik 3.9 Herstellung der Prüfmodelle für die Belastungstests 3.9.1 Vervielfältigung der Kunststoffstümpfe Zur Schaffung eines physiologischen Kronen-Wurzel-Verhältnisses wurden die beschliffenen Kunststoffstümpfe 24 und 27 aus dem Urmodell entnommen und ihre Wurzeln mit Modellierkunststoff (Tab. 13) auf eine einheitliche Länge von 15 mm verlängert. Die so vorbereiteten Stümpfe wurden dann auf einer mit zwei Bohrlöchern versehenen, 3,2 mm starken Tiefziehfolie vertikal fixiert (Abb. 14 a). Über diese wurde ein Plexiglasröhrchen mit einem Innenradi- us von 21 mm, einer Höhe von 30 mm und einer Wandstärke von 2 mm gestülpt und mit kaltpolymerisierendem Kunststoff so auf der Tiefziehfolie befestigt, dass der beschliffene Stumpf mittig lag (Abb. 14 b). Die so vorbereiteten Röhrchen wurden mit Dubliersilikon, das nach Herstellerangaben verarbeitet wurde, aufgefüllt und nach 60 Minuten entformt. Nach zwei Stunden Rückstellungsphase wurden die Silikonformen mit Modellmaterial, einem Zweikomponentenmaterial auf Polyurethanbasis, ausgegossen (Abb. 14 c). Jede Silikonform wurde maximal viermal als Form verwendet. Es wurden jeweils 40 optisch blasenfreie Stümpfe des Zahnes 24 und 27 aus diesem Material angefertigt. 43 Material und Methode Abb. 14 a: Auf Tiefziehfolie befestigter Modellstumpf Abb. 14 b: Auf Tiefziehfolie befestigter Modellstumpf mit übergestülpten Plexiglasröhrchen Abb. 14c: Modellstumpf im Plexiglasröhrchen Abb. 14 d: Mit Kunststoff ausgegossene Silikonform Abb. 14e: Entformte Stumpfduplikatrohlinge 44 Material und Methode Material/Gerät Urmodell Modellierkunststoff Tiefziehfolie Doubliersilikon Kunststoffstumpfmaterial Produktname Frasaco A-3T OK 119 Pattern resin Erkodur Rema sil Alpha Die Top, Hersteller Frasaco/Tettnang GC/Tokyo/Japan Erkodent/Pfalzgrafenweiler Dentaurum/Ispringen Schütz/Rosbach Tab. 13: Materialien und Geräte zur Vervielfältigung der Kunststoffstümpfe 3.9.2 Ablängen der Kunststoffstümpfe Es wurde Silikon mit hoher Endhärte (siehe Tab. 14) in ein Polystyrolkästchen (PS) mit den Maßen B = 73 mm, H = 19 mm, T = 24 mm eingefüllt und je ein Kunststoffstumpf des Zahnes 24 und 27 senkrecht zur Tischebene abgeformt. Dieses Kästchen wurde nun in ein passgenaues zweites Polystyrolkästchen eingefügt welches mit Klasse-IV-Gips in einem Aufgipsteller des Fräsgerätes parallel zur Tischebene fixiert wurde (Abb. 15 a). Das erste Polystyrolkästchen mit dem Silikon und den zwei Kunststoffstümpfen wurde nach Erhärten des Gipses entnommen und der Länge nach mittig durchgesägt. So konnten die abgeformten Kunststoffstümpfe leicht entnommen und zwei weitere Strumpfrohlinge eingelegt werden (Abb. 15b). Somit standen die Stumpfrohlinge immer im gleichen Winkel und gleicher Höhe zur Fräse, sodass es möglich war, alle Kunststoffstümpfe exakt auf die gleiche Länge zu bringen (Abb. 15 c). Dazu wurde der Fräser im Fräsgerät mit dem Tiefenanschlag auf eine konstante Höhe eingestellt. Die Wurzelspitzen wurden danach bei 5000 U/min mit Schmirgelpapier der Körnung 100 manuell abgerundet. Anschließend wurde die gesamte Oberfläche der Kunststoffstümpfe mit Aluminiumoxid der Korngröße 110 µm bei 2 bar in einem Abstand von ca. 100 mm ca. 15 Sekunden lang angeraut. Die anschließende Reinigung der Kunststoffstümpfe erfolgte mit dem Dampfstrahlgerät (Tab. 14). Abb. 15 a: Stumpfrohlinge während des Ablängens Abb. 15 b: Aufgeklapptes Polystyrolkästchen 45 Material und Methode Abb. 15c: Gekürzte Stumpfrohlinge Material/Gerät Silikon Klasse-IV- Gips Fräsgerät Fräser Schmirgelpapier Dampfstrahlgerät Produktname Platinum Fujirock, weiß F3 ISO H294.123.029 Supersteam Hersteller Zhermack/Rovigo/Italien GC/Tokyo/Japan Degudent/Hanau Brasseler/ Lemgo Hager & Werken/Duisburg Reitel/Bad Essen Tab. 14: Materialien und Geräte zum Ablängen der Kunststoffstümpfe 3.9.3 Vorversuche zur Testung verschiedener Materialien auf Eignung als künstliches Parodontium In Vorversuchen wurde die Stumpfbeweglichkeit an verschiedenen PolyurethanModellen geprüft. Verglichen wurden ein Vollmodell und Modelle mit Stümpfen, bei denen das Parodontium durch eine Latexschicht mit zwei- und dreifacher Schichtstärke beziehungsweise durch einen handelsüblichen Schrumpfschlauch simuliert worden war. Es wurden Kraft-Weg-Diagramme jeweils für die Zähne 24 und 27 in axialer, mesio-distaler und bukko-palatinaler Richtung aufgezeichnet. Die Stumpfbeweglichkeit erreichte nach der Ummantelung mit drei Latexschichten die höchste Näherung an eine physiologische Pfeilerresilienz und wurde deshalb in den Versuchsaufbau übernommen. 46 Material und Methode 3.9.4 Herstellung des künstlichen Parodontiums Der Wurzelanteil der Kunststoffstümpfe wurde mit drei gleichmäßigen Latexschichten Erkoskin (Fa. Erkodent, Pfalzgrafenweiler) bestrichen (Abb. 16), so dass während der mechanischen Wechselbelastung und der Belastung bis zum Bruch die physiologische Zahnbeweglichkeit simuliert werden konnte. Beim Auftragen mit einem Pinsel wurde darauf geachtet, dass ein Abstand von 1 mm zur Präparationsgrenze eingehalten wurde. Vor dem Auftragen einer weitern Latexschicht wurde jeweils eine Trockenzeit von mindestens 30 Minuten abgewartet. Die Dicke der Latexschicht betrug ca. 0,35 mm (zervikal) und 0,55 mm (apikal). Abb. 16: Stümpfe mit künstlichem Parodontium 3.10 Zementierung der verblendeten Brücken Das Lumen der Ankerkronen der verblendeten Brücken wurde vor dem Zementieren mit einem in Ethanol (99,8 Vol.%) getränkten Wattepellet entfettet und an der Luft getrocknet. Zum Zementieren der Brücken auf die vorbereiteten Stümpfe wurde ein Glasionomerzement (Ketac Cem Aplicap, Fa. 3M Espe, Seefeld) verwendet. Die Aplicap-Kartuschen mit dem Zement wurden zwei Sekunden lang mit dem AplicapAktivator aktiviert und danach für zehn Sekunden im Hochfrequenzmischgerät Silamat (Fa. Vivadent, Schaan/Liechtenstein) angemischt. Der Zement wurde mit dem Aplicap-Applier in die Kronenlumina appliziert. Die Brücken wurden auf die mit künstlichem Parodontium versehenen Polyurethanstümpfe zementiert, und die Zementreste wurden nach zehn Minuten mit einem Scaler entfernt. 47 Material und Methode 3.11 Sockelung der auf den Stümpfen zementierten Brücken Die Kronenränder der zementierten Brücken sollten nicht mit Sockelmaterial bedeckt werden und wurden deshalb mit Wachsdraht (Ø= 2,5 mm) abgedeckt (siehe Tab. 15). Die Brückenglieder wurden mit einem Stück Plattenwachs der Stärke 1,25 mm unterlegt, um hier den Kontakt zum Sockelmaterial zu verhindern. Die zementierten Brücken wurden mit den Wurzelspitzen der Kunststoffstümpfe auf einer Glasplatte so positioniert, dass die Achse des Pfeilers 24, von mesial betrachtet, im 90°-Winkel zur Glasplatte stand. In dieser Position wurden die Brücken jeweils mit Heißklebstoff am festgestellten Schwenkarm eines Fräsgerätes fixiert (Abb. 17a). Die fixierte Brücke mit Pfeilern und künstlichem Parodontium konnte nun „schwebend“ in einer kastenförmigen Silikonform mit den Maßen B= 45 mm, H= 20 mm, T= 25 mm mittig platziert werden (Abb. 17b). Die Einstellung der Höhe orientierte sich an dem am weitesten zervikal gelegenen palatinalen Präparationsabschnitt des Stumpfes 27. Diese Stelle schloss mit dem Rand der Silikonform ab. Zur Prüfung der richtigen Lage der Brücke in der Form wurden Pfeile mit Markierungen verwendet (Abb. 17b). Die Form wurde dann mit dem Modellstumpfmaterial bis zum Rand aufgefüllt. Abb. 17 a: Mit Heißklebstoff am Schwenkarm fixierte Brücke Abb. 17 b: Brücke mit Ausrichthilfen direkt vor dem Sockeln 48 Material und Methode Nach Erhärten dieses Materials wurden die gesockelten Brücken mit Hilfe von Druckluft aus der Silikonform genommen und zwölf Stunden stehen gelassen. Die Wachsausblockungen wurden in einem Ausbrühgerät mit 90 °C heißem Wasser ca. 30 Sekunden lang ausgebrüht. Wachsreste wurden mit einem Dampfstrahlgerät ca. zehn Sekunden lang entfernt. Kunststoffgrate am Sockel wurden mit Hilfe einer Fräse entfernt. Der kippelfreie Stand der Sockel wurde auf einer Glasplatte überprüft, gegebenenfalls wurde auf einem Bogen Schleifpapier der Körnung 320 nachträglich plangeschliffen. Material/Gerät Wachsdraht Plattenwachs Fräsgerät Heißklebstoff Modellstumpfmaterial Ausbrühgerät Tab. 15: Produktname F3 Top Craft Alpha Die Top EWL Typ 5522 Hersteller Bego/Bremen Omni Dent/Rodgau Degudent/Hanau Müller& Partner/Ratingen Fa. Schütz/Rosbach Kavo/Leutkirch Materialien und Geräte zur Sockelung der auf den Stümpfen zementierten Brücken. 49 Material und Methode 3.12 Künstliche Alterung der Probekörper Die zementierten und gesockelten Brücken der Gruppen C und D aus Lava und Empress 2 wurden 220 Tage lang in 36 °C warmem, destillierten Wasser gelagert (Thermostatbad, Typ RCS 20-D, Fa. Lauda, Königshofen, Temperaturabweichung ± 0,2 K). Während der Wasserlagerung wurden die Brücken einzeln aus dem Bad genommen und nacheinander einer thermischen Wechselbelastung ausgesetzt. Dabei wurden die Brücken jeweils 10.000 mal für 30 Sekunden abwechselnd in eins von zwei Wasserbädern mit den Temperaturen 5 °C und 55 °C (Thermostatbad, Typ RCS 20-D, Fa. Lauda, Königshofen, Temperaturabweichung ± 0,2 K) getaucht. Anschließend wurden die Brücken zurück in das 36 °C warme Wasserbad gelegt, bis sie der mechanischen Wechselbelastung ausgesetzt wurden. Abb.18 : Gesockelte Brücke in der Probekammer der mechanischen Wechselbelastungsmaschine (Wasserberieselung noch ausgeschaltet). 50 Material und Methode In der Probekammer der mechanischen Wechselbelastungsmaschine (Eigenbau der Forschungswerkstatt der Medizinischen Hochschule Hannover) wurde jeweils eine gesockelte Brücke mit Hilfe von Edelstahlpratzen eingespannt. Die okklusale Belastung der Brücken wurde mit einem am Ende halbkugelig (D = 6 mm) ausgebildeten Metallstößel ausgeführt. Dieser Metallstößel war zusätzlich mit einer Teleskopfeder (Federkonstante 133 N/mm) ausgestattet, damit Kraftspitzen beim Auftreffen auf die Brücke gemildert wurden. Die Belastung der Brücken erfolgte mit einer Kraft von 100 N. Ein motorgetriebener Exzenter mit einer Frequenz von 2,5 Hz sorgte für das Anheben und Absenken des Stößels. Das Abzählen der 1 x 106 Belastungszyklen erledigte eine computerunterstützte Steuerung, die nach Erreichen der programmierten Zyklenanzahl den Belastungsvorgang automatisch beendete. Die okklusale Belastung der Brücken erfolgte axial mittig im Bereich zwischen den Brückengliedern 25 und 26. Zwischen Belastungsfläche und Metallstößel wurde zur besseren Kraftverteilung eine 0,2 mm starke Zinnfolie eingelegt. Der Stößel hatte im entlasteten Zustand einen Abstand von 0,2 mm zur Zinnfolie. Die Probekörper befanden sich während der mechanischen Wechselbelastung in einer wasserdichten Kammer und wurden währenddessen stetig mit 36 °C warmem Wasser umspült (Abb. 18). Das Wasser wurde über Schläuche aus einem Thermostatbad (Typ RCS 20-D, Fa. Lauda, Königshofen) in die Kammer der Maschine gepumpt und trat durch sechs Düsen direkt über der Brücke aus. Über einen Abflussschlauch gelangte das Wasser zurück in das Thermostatbad. 3.13 Bruchbelastungstest Die Bruchlast wurde in einer Universalprüfmaschine mit Mess- und Steuereinheit (Typ 20K, Fa. UTS-Testsysteme, Ulm) bei einer Vorschubgeschwindigkeit von 1,0 mm/min geprüft. Die Belastung erfolgte axial über einen zylindrischen Stempel und eine Edelstahlkugel (∅ = 6 mm) im okklusalen Bereich mittig zwischen den Brückengliedern. Durch eine Zinnfolie von 0,2 mm Stärke wurde eine gleichmäßige Kraftverteilung erzielt und die unter Lasteinwirkung entstehenden Spannungsspitzen gemildert. Die Versuchsanordnung ist in Abbildung 19 dargestellt. 51 Material und Methode Die Maschine wurde so programmiert, dass ein Lastabfall von mehr als 50 N zum automatischen Beenden des Belastungstests führte. Als Bruchkraft wurde diejenige Kraft gewertet, bei der es zum ersten Lastabfall um mehr als 15 N kam. Die Brücken wurden optisch auf ihr Bruchverhalten untersucht. Anhand von makroskopischen Fotos wurden typische Bruchverläufe beispielhaft für jede Gruppe dargestellt. Abb. 19: Versuchsanordnung des Bruchbelastungstests 3.14 Analyse des Bruchausgangs Nach dem Belastungstest wurden die Bruchflächen unter einem Auflichtmikroskop (Typ Wild M3Z, Fa. Leica, Heerbrugg/Schweiz) die Hauptbruchstellen untersucht. Danach wurden die Hauptbruchstellen unter dem Rasterelektronenmikroskop (REM: LEO 1455 VP, Fa. Carl Zeiss SMT AG, Oberkochen/D) im Institut für Werkstoffkunde an der Universität Hannover zur Ermittlung der Bruchausgangsstelle näher betrachtet. 52 Material und Methode 3.15 Statistik Die Bruchlastwerte der einzelnen Gruppen wurden zunächst mit dem nichtparametrischen Test nach Kolmogoroff-Smirnow zunächst auf Normalverteilung geprüft. Anschließend wurden aus den Messwerten gruppenweise die statistischen Kenngrößen Mittelwert, Minimum, Maximum, Median und Standardabweichung ermittelt. Der Mittelwert x wurde nach der Formel berechnet, wobei n die Anzahl der gemessenen Einzelwerte angibt. Die Standardabweichung s misst die Streuung der Einzelwerte um das arithmetische Mittel und wurde aus der Wurzel der quadrierten Abweichungen vom Mittelwert nach folgender Formel bestimmt: Da sich der Mittelwert nicht robust gegenüber Ausreißern verhält, und um die symmetrische Verteilung der Daten zu überprüfen wurde zusätzlich der Median folgendermaßen ermittelt: Es wurden alle Messwerte der Größe nach sortiert, so dass eine Rangliste entstand. Bei ungerader Anzahl von Messwerten war der Median die mittlere Zahl der Rangliste. Bei gerader Anzahl von Messwerten war der Median der Mittelwert von den zwei in der Mitte der Rangliste liegenden Werten. Damit ist der Median der Wert, der die Datenmenge in zwei Hälften teilt: Der größte Wert der einen Hälfte ist höchstens so groß wie der Median, der kleinste Wert der anderen Hälfte ist mindestens so groß. Um den Effekt der verschiedenen möglichen Einflussgrößen auf die Bruchlast zu ermitteln, wurde eine dreifaktorielle univariate Varianzanalyse vorgenommen. Dabei wurden die verschiedenen Materialien, die thermomechanische Wechselbelastung, die künstliche Alterung und die definierte mechanische Vorschädigung als feste Effekte behandelt. 53 Material und Methode Danach wurde der Einfluss der künstlichen Alterung sowie der mechanischen Vorschädigung auf die Bruchlast innerhalb der Materialgruppen mit Hilfe einer zweifaktoriellen univariaten Varianzanalyse untersucht. Dabei stellten die Einflussgrößen „Alterung“ und „Vorschädigung“ die Faktoren dar. Vor der Durchführung der Varianzanalysen wurde mit dem Levene-Test die Homogenität der Varianzen geprüft. Das Signifikanzniveau für alle statistischen Tests wurde auf p = 0,05 festgelegt. Sämtliche statistische Tests wurden mit Hilfe des Programms SPSS 11.0 (SPSS Inc., Chicago, IL, USA) durchgeführt. 54 Ergebnisse 4 4.1 Ergebnisse Bruchlasten der Empress 2- und Lava-Brücken im Vergleich In den Abbildungen 20 a-d sind die Bruchlasten von Empress 2- und Lava-Brücken gruppenweise dargestellt. Die Lava-Brücken erreichten in allen Versuchsgruppen deutlich höhere Bruchlastwerte als die Empress 2-Brücken (Abb. 20 a-d). Die Bruchlastwerte lagen bei den Brücken aus Empress 2 zwischen 176 N und 521 N und bei den Lava-Brücken zwischen 597 N und 1914 N (Tab. 16 a-d). Innerhalb der einzelnen Gruppen waren die Messwerte relativ gleichmäßig verteilt. Bruchlast der Brücken der Kontrollgruppen (Gr. A) Bruchlast in N Empress 2 Lava 2000 1500 1000 500 9 10 el w er t M itt Prüfkörper Nr. 8 7 6 5 4 3 2 1 0 Abb. 20a: Einzel- und Mittelwerte der Bruchlast für die Kontrollgruppen der Empress 2- und Lava-Brücken (ohne WB, ohne Vorschädigung). 55 Ergebnisse Bruchlast der vorgeschädigten Brücken (Gr. B) Lava 2000 1500 1000 500 el w er t 10 M itt 9 8 7 6 5 4 3 2 0 1 Bruchlast in N Empress 2 Prüfkörper Nr. Abb. 20b: Einzel- und Mittelwerte der Bruchlast für die definiert mechanisch vorgeschädigten Empress 2- und Lava-Brücken. Bruchlast der wechselbelasteten Brücken (Gr. C) Empress 2 Lava Bruchlast in N 2000 1500 1000 500 er t el w 9 8 10 itt M Prüfkörper Nr. 7 6 5 4 3 2 1 0 Abb. 20c: Einzel- und Mittelwerte der Bruchlast für die thermomechanisch wechselbelasteten Empress 2- und Lava-Brücken. 56 Ergebnisse Bruchlast der vorgeschädigten und wechselbelasteten Brücken (Gr. D) Lava 2000 1500 1000 500 er t M Prüfkörper Nr. itt el w 10 9* 8 7 6 5 4 3 2* 0 1* Bruchlast in N Empress 2 Abb. 20d: Einzel- und Mittelwerte der Bruchlast für die definiert mechanisch vorgeschädigten und thermomechanisch wechselbelasteten Empress 2und Lava-Brücken. (*) Durch einen Fehler der Traversensteuerung konnten die Messwerte der Empress 2-Brücken Nr. 1, 2 und 9 nicht zur statistischen Auswertung verwendet werden. In den Tabellen 16 a+b sind für jede Prüfungsgruppe der Empress 2- und LavaBrücken der Mittelwert, der Median, das Minimum, das Maximum sowie die Standardabweichung der Kraft aufgelistet, die zum initialen Bruch geführt hat. Bei den Empress 2-Brücken waren die Medianwerte der unterschiedlich gealterten und vorgeschädigten Gruppen B, C und D alle kleiner als bei der Kontrollgruppe A. Der Median der nur mechanisch vorgeschädigten Empress 2-Brücken (Gr. B) lag um 19 N, der thermomechanisch wechselbelasteten Empress 2-Brücken (Gr. C) um 114 N und der sowohl mechanisch vorgeschädigten als auch thermomechanisch wechselbelasteten Empress 2-Brücken (Gr. D) lag um 137 N niedriger als bei der Kontrollgruppe (Tab. 16 a). 57 Ergebnisse Gruppe A (Kontrolle) B (vorgeschädigt) C (wechselbelastet) D (vorgeschädigt u. wechselbelastet) Mittelwert Empress 2-Brücken Bruchlast [N] Median Min. Max. Stdabw. 381,7 396,7 220,2 521,0 88,2 394,1 377,5 293,8 518,4 70,7 300,1 282,7 206,6 400,0 62,9 279,7 259,2 175,6 422,2 93,3 Tab.16a: Mittelwert, Median, Minimum, Maximum und Standardabweichung der Bruchlast für die Brücken aus Empress 2 in Abhängigkeit von der Vorbehandlung. Bei den Lava-Brücken war der Medianwert der mechanisch vorgeschädigten Brücken (Gr. B) um 187 N höher als bei der Kontrollgruppe. Die Median der unterschiedlich gealterten und vorgeschädigten Gruppen C und D waren alle kleiner als bei der Kontrollgruppe A. Der Median der thermomechanisch wechselbelasteten Brücken (Gr. C) lag um 123 N und der Median der Brücken, die sowohl mechanisch vorgeschädigt als auch thermomechanisch wechselbelastet wurden (Gr. D), lag um 186 N niedriger als bei der Kontrollgruppe (Tab. 16 b). Die Brücken aus Lava besaßen im Durchschnitt eine etwa dreifach höhere Belastbarkeit als die Brücken aus Empress 2 (siehe auch Abb. 21 a). Gruppe A (Kontrolle) B (vorgeschädigt) C (wechselbelastet) D (vorgeschädigt u. wechselbelastet) Mittelwert Lava-Brücken Bruchlast [N] Median Min. Max. Stdabw. 1180,6 1168,1 597,4 1914,2 319,2 1369,3 1355,5 1116,2 1825,8 201,0 1035,3 1045,1 612,0 1346,0 232,1 1022,1 982,1 808,0 1254,0 175,5 Tab.16 b: Mittelwert, Median, Minimum, Maximum und Standardabweichung der Bruchlast für die Brücken aus Lava in Abhängigkeit von der Vorbehandlung. 58 Ergebnisse Da sowohl bei den Empress 2-Brücken als auch bei den Lava- Brücken die Mittelwerte nicht stark von den Medianwerten abweichen, ist von einer symmetrischen Verteilung auszugehen (Tab. 16a+b). Durchschnittliche Bruchlast Empress 2 1369 1500 Bruchlast in N Lava 1181 1035 1022 1000 500 394 382 300 280 0 A B C D Prüfungsgruppen Abb. 21 a: Durchschnittliche Bruchlast [N] von Brücken aus Empress 2 und Lava für die verschiedenen Prüfungsgruppen. Bruchlast (N) 2000 55 66 1000 0 N= 37 40 Empress 2 Lava Material Abb. 21 b: Boxplotdarstellung aller Bruchlasten der Empress 2- und Lava- Brücken im Vergleich. Angegeben sind Median, mittlere Quartile, Extremwerte sowie extreme (o) Ausreißer. 59 Ergebnisse 4.2 Einfluss von Vorschädigung und thermomechanischer Wechselbelastung auf die Brückenbelastbarkeit 4.2.1 Bruchlasten von Brücken aus Empress 2 Die Empress 2-Brücken der Kontrollgruppe (Gr. A) zeigten im Mittel Bruchlasten von 382 N (Tab. 17 a), während die thermomechanisch wechselbelasteten Brücken (Gr. C) mit 300 N einen signifikant niedrigeren Wert aufwiesen (p=0,001). Die mit einem Ritz definiert mechanisch vorgeschädigten Brücken (Gr. B) erreichten einen Mittelwert von 394 N, der sich jedoch nicht signifikant vom Mittelwert der Kontrollgruppe unterschied (p=0,878). Dahingegen zeigten die definiert mechanisch vor- geschädigten Brücken, die zusätzlich auch einer thermomechanischen Wechselbelastung und 220 Tagen Wasserlagerung ausgesetzt wurden (Gr. D), mit einem Mittelwert von 280 N eine signifikant niedrigere Bruchlast als die Kontrollgruppe. Die Abbildung 22a ist die graphische Veranschaulichung dieser Ergebnisse in der Boxplotdarstellung. Da die mechanische Vorschädigung keinen signifikanten Einfluss auf die Bruchlast ausübte, wurden in der Abbildung 22 b sowohl vorgeschädigte als auch nicht vorgeschädigte Brücken zusammengefasst. Hierbei wurde nur der Einfluss der thermomechanischen Wechselbelastung graphisch dargestellt. Empess 2Brücken Bruchlast [N] p-Wert Wertung keine WB WB Gesamt Kein Ritz 381,7 ± 88,2 300,1 ± 62,9 340,9 ± 85,5 Ritz 394,1 ± 70,7 279,7 ± 93,3 347,0 ± 97,2 Gesamt 387,9 ± 78,1 291,7 ± 74,8 343,7 ± 89,8 p=0,001 signifikant p-Wert p=0,878 nicht signifikant Wertung Tab. 17: Mittelwert und Standardabweichung der Bruchlast für die Brücken aus Empress 2 in Abhängigkeit von der Vorschädigung (Ritz) und der thermomechanischen Wechselbelastung (WB). Kein Einfluss der Vorschädigung (p=0,878), signifikanter Einfluss der Wechselbelastung (p=0,001). (Alle Kraftangaben in N). 60 Ergebnisse MATERIAL= Empress 2 Bruchlast (N) 2000 1000 31 37 keine WB 0 N= WB 10 10 10 kein Ritz 7 Ritz Abb. 22a: Boxplotdarstellung der Bruchlasten der Brücken aus Empress 2 für die verschiedenen Prüfungsgruppen. Angegeben sind Median, mittlere Quartile, Extremwerte sowie extreme (ο) Ausreißer. MATERIAL= Empress 2 Bruchlast (N) 2000 1000 6 0 N= 20 17 keine WB WB Abb. 22 b: Boxplotdarstellung der Bruchlasten unbelasteter und thermomechanisch wechselbelasteter (WB) Brücken aus Empress 2. Angegeben sind Median, mittlere Quartile, Extremwerte sowie extreme (ο) Ausreißer. 61 Ergebnisse 4.2.2 Bruchlasten von Brücken aus Lava Die Lava-Brücken der Kontrollgruppe (Gr. A) zeigten im Mittel eine Bruchlast von 1181 N (Tab. 18). Die thermomechanisch wechselbelasteten Brücken (Gr. C) wiesen mit 1035 N signifikant niedrigere Werte auf (p=0,002). Die mit einem Ritz definiert mechanisch vorgeschädigten Brücken (Gr. B) zeigten hingegen mit einem Mittelwert von 1369 N eine leicht, aber nicht signifikant erhöhte Bruchlast (p=0,252). Die Brücken, die sowohl einer thermomechanischen Wechselbelastung als auch einer definierten mechanischen Vorschädigung ausgesetzt worden waren (Gr. D), zeigten mit einem Mittelwert von 1022 N signifikant niedrigere Bruchlast als die Kontrollgruppe. Die Abbildung 23 a ist die graphische Veranschaulichung dieser Ergebnisse in der Boxplotdarstellung. Da die mechanische Vorschädigung keinen signifikanten Einfluss auf die Bruchlast ausübte, wurden in der Abbildung 23 b sowohl vorgeschädigte als auch nicht vorgeschädigte Brücken zusammengefasst. Hierbei wurde nur der Einfluss der thermomechanischen Wechselbelastung graphisch dargestellt. LavaBrücken Bruchlast [N] keine WB WB p-Wert Wertung Gesamt Kein Ritz 1180,6 ± 319,2 1035,3 ± 232,1 1108,0 ± 281,6 Ritz 1369,3 ± 201,0 1022,1 ±175,5 1195,7 ± 255,8 Gesamt 1274,9 ± 277,0 1028,7 ± 200,4 1151,8 ± 269,2 p-Wert p=0,002 signifikant p=0,252 nicht signifikant Wertung Tab. 18: Mittelwert und Standardabweichung der Bruchlast für die Brücken aus Lava in Abhängigkeit von der Vorschädigung (Ritz) und der Wechselbelastung (WB). Kein Einfluss der Vorschädigung (p=0,252), signifikanter Einfluss der Wechselbelastung (p=0,002). 62 Ergebnisse MATERIAL= Lava Bruchlast N) 2000 55 66 1000 54 keine WB 0 N= WB 10 10 10 kein Ritz 10 Ritz Abb. 23 a: Boxplotdarstellung der Bruchlasten von Brücken aus Lava für die verschiedenen Prüfungsgruppen. Angegeben sind Median, mittlere Quartile, Extremwerte sowie moderate (∗) und extreme (ο) Ausreißer. MATERIAL= Lava Bruchlast (N) 2000 55 66 1000 54 0 N= 20 20 keine WB WB Abb. 23b: Boxplotdarstellung der Bruchlasten unbelasteter und thermomechanisch wechselbelasteter (WB) Brücken aus Lava. Angegeben sind Median, mittlere Quartile, Extremwerte sowie extreme (ο) Ausreißer. 63 Ergebnisse 4.3 Makroskopische Analyse der Bruchstellen 4.3.1 Bruchmodus der Empress 2-Brücken Die Abbildung 24 zeigt ein repräsentatives Beispiel für die Messkurven der Empress 2-Brücken in Form eines Belastungsdiagramms. Der zurückgelegte Traversenweg setzt sich zusammen aus Pfeilerresilienz, Durchbiegung der Brücke und Nachgiebigkeit der Zinnfolie (≈ 0,2 mm). Die Maschinenverformung ist dagegen vernachlässigbar. Die Kraft stieg bis zum Bruch bei ca. 330 N kontinuierlich an. Alle Empress 2-Brücken zeigten ein ähnliches Bruchverhalten (Abb. 25 a-f). Die Frakturverläufe nahmen ihren Ausgang vom basalen Bereich zwischen den Brückengliedern und verliefen weiter in Richtung Kaufläche. Während des Belastungstests befand sich die Auflage der Kugel okklusal genau zwischen den Brückengliedern. Damit lag die Frakturstelle gegenüber dem Angriffspunkt der Krafteinleitung an einem Ort, an dem theoretisch hohe Zugspannungen herrschen sollten. Abb. 24: Kraft-Weg-Diagramm beim Bruchversuch an einer Empress 2-Brücke 64 Ergebnisse Bruch Bruch Abb. 25a: Typischer Frakturverlauf einer viergliedrigen Empress 2-Brücke, Ansicht von okklusal (Guppe A) Bruch Abb. 25b: Detailaufnahme des Frakturverlaufs einer viergliedrigen Empress 2-Brücke, Ansicht von okklusal (Guppe A). 65 Ergebnisse Bruch Bruch Abb. 25c: Typischer Frakturverlauf einer viergliedrigen Empress 2-Brücke, Ansicht von bukkal (Gruppe A) Bruch Abb. 25d: Detailaufnahme des Frakturverlaufs einer viergliedrigen Empress 2-Brücke, Ansicht von bukkal (Gruppe A) 66 Ergebnisse Bruch Bruch Abb. 25e: Typischer Frakturverlauf einer viergliedrigen Empress 2-Brücke, Ansicht von palatinal (Gruppe A) Bruch Abb. 25f: Detailaufnahme des Frakturverlaufs einer viergliedrigen Empress 2-Brücke, Ansicht von palatinal (Gruppe A) 67 Ergebnisse 4.3.2 Bruchmodus der Lava-Brücken Abbildung 26 zeigt ein repräsentatives Beispiel für die Messkurven der Lava-Brücken in Form eines Belastungsdiagramms. Der zurückgelegte Traversenweg setzt sich zusammen aus Pfeilerresilienz, Durchbiegung der Brücke und Nachgiebigkeit der Zinnfolie (≈ 0,2 mm). Die Maschinenverformung ist dagegen vernachlässigbar. Die Kraft stieg bis zum Bruch bei ca. 1260 N kontinuierlich an. Im Vergleich zu den Empress 2-Brücken war bei den Lava-Brücken aufgrund der größeren Bruchlasten auch eine größere Druchbiegung der Brücken zu beobachten. Abb. 26: Kraft-Weg-Diagramm beim Bruchversuch einer Lava-Brücke Die Lava-Brücken zeigten vier verschiedene Bruchvarianten. Der Hauptbruch verlief bei 35 Brücken mittig zwischen den Brückengliedern. Hinzu kamen Absplitterungen der Verblendkeramik im Bereich des mesiobukkalen Höckers des Brückenglieds 26 sowie Sprünge in der Verblendkeramik im Approximalbereich zwischen den Zähnen 26 und 27 (Abb. 27a-f) . Bei zwei Brücken verlief der Hauptbruch quer durch das Brückenglied 25. Dazu kam jeweils eine Abplatzung der Verblendkeramik des bukkalen Höckers. Bei einer Brücke verlief der Hauptbruch schräg durch die Ankerkrone 24, auch hier begleitet von einer Abplatzung der Verblendkeramik des bukkalen Höckers. Bei zwei Brücken kam es zu zwei Bruchstellen im Gerüstmaterial, wobei ein Bruch zwischen den Brückengliedern und der zweite schräg in der Ankerkrone 27 68 Ergebnisse verlief. Es kam dabei zu Absplitterungen der Verblendkeramik im Bereich des mesiobukkalen Höckers des Brückengliedes 26 und mesial an der Ankerkrone 27. Die Frakturverläufe nahmen ihren Ausgang stets vom basalen Bereich zwischen den Brückengliedern und verliefen weiter in Richtung Kaufläche. Während des Belastungstests befand sich die Auflage der Kugel okklusal genau zwischen den Brückengliedern. Damit lag auch hier die Frakturstelle bei dem Großteil der Brücken gegenüber dem Angriffspunkt der Krafteinleitung (siehe Kap. 4.4.1). 69 Ergebnisse Bruch Abplatzung Bruch Abb. 27a: Typischer Frakturverlauf einer viergliedrigen Lava-Brücke, Ansicht von okklusal (Gruppe A) Abplatzung Bruch Abb. 27b: Detailaufnahme des Frakturverlaufs einer viergliedrigen Lava-Brücke, Ansicht von okklusal (Gruppe A) 70 Ergebnisse Bruch Abplatzung Bruch Abb. 27c: Typischer Frakturverlauf einer viergliedrigen Lava-Brücke, Ansicht von bukkal (Gruppe A) Abb. 27d: Detailaufnahme des Frakturverlaufs einer viergliedrigen Lava-Brücke, Ansicht von bukkal (Gruppe A), Absprengung der Verblendkeramik am belasteten Höcker. 71 Ergebnisse Bruch Abb. 27e: Typischer Frakturverlauf einer viergliedrigen Lava-Brücke, Ansicht von palatinal (Gruppe A) Bruch Abb. 27f: Detailaufnahme des Frakturverlaufs einer viergliedrigen Lava-Brücke, Ansicht von palatinal (Gruppe A) 72 Ergebnisse 4.4 Rasterelektronenmikroskopische Analyse der Bruchflächen einer Empress 2-Brücke Die Abbildungen 28a+b zeigen die Bruchoberfläche einer Empress 2-Brücke aus der vorliegenden Studie. Es ist eine eindeutige Abgrenzung zwischen Gerüstmaterial und Verblendmaterial zu sehen (Abb. 28a+b). Auf der 16-fachen Vergrößerung sind Bruchlinien erkennbar, die von der Okklusalfläche schräg nach basal verlaufen. In der Verblendkeramik sind deutliche Poren sichtbar (Abb. 28a). Die Bruchflächen anderer unter dem REM untersuchten Empress-2-Brücken zeigten ein sehr ähnliches Bild. Abb. 28a: REM-Aufnahme einer Empress 2-Brücke: Bruchkante Sicht auf das Brückenglied 25 im Bereich des Verbinders zwischen den Brückengliedern (16-fache Vergrößerung) 73 Ergebnisse Betrachtet man die Grenzfläche zwischen Gerüstmaterial und Verblendkeramik bei einer 120-fachen Vergrößerung (Abb. 28b), so findet man deutliche Strukturunterschiede. Die Verblendkeramik hat eine amorphe glasartige Gestalt, während die Gerüstkeramik kristalline Strukturen aufweist. Es zeigen sich jedoch keine Spalten oder Hohlräume an der Grenzfläche zwischen den beiden Keramiken. In der Verblendkeramik findet man Poren, die vermutlich beim Anmischen der Massen miteingebracht wurden. Im Gegensatz zu den Lava-Brücken konnte an den Empress 2-Brücken kein eindeutiger Bruchausgang lokalisiert werden. Es wurde auch kein für Keramiken typischer Bruchspiegel gefunden. Abb. 28b: REM-Aufnahme einer Empress 2-Brücke: Bruchfläche zwischen den Brückengliedern. Detailaufnahme der Grenzfläche zwischen Gerüstmaterial und Verblendkeramik (120-fache Vergrößerung) 74 Ergebnisse 4.5 Rasterelektronenmikroskopische Analyse der Bruchflächen einer Lava-Brücke Die Bruchoberfläche einer Lava-Brücke aus der vorliegenden Studie ist in den Abbildungen 29a-c dargestellt. Der basale Bereich der Brücke, an der die definierte mechanische Vorschädigung erfolgte, war mit einer ca. 0,8 mm starken Verblendkeramikschicht abgedeckt. In der Abb. 29a ist im okklusalen Bereich eine Pore im Verblendmaterial zu sehen. Hierbei handelt es sich offensichtlich um eine beim Verblenden eingearbeitete Luftblase. Abb. 29a: REM-Aufnahme einer Lava-Brücke: Bruchkante Ansicht auf das Brückenglied 26 im Bereich des Verbinders zwischen den Brückengliedern (11-fache Vergrößerung) 75 Ergebnisse Die Abbildung 29b zeigt eine Detailaufnahme im Grenzbereich zwischen Gerüst und Verblendung. Die Gerüstkeramik wirkt homogen kristallin strukturiert. Die das Gerüst umgebende Verblendkeramik wirkt strukturlos und zeigt neben einigen Poren und Rissen die für frakturiertes Glas typischen glatten Bruchflächen. Abb. 29b: REM-Aufnahme einer Lava-Brücke: Bruchkante Detailansicht der Grenzfläche zwischen Gerüstmaterial und Verblendkeramik (300-fache Vergrößerung) 76 Ergebnisse Im basalen Bereich der Bruchfläche deuten sogenannte „Hackles“, im Frakturbild spröder Werkstoffe charakteristische Erscheinungen, auf den Bruchursprung hin. Dieser ist bei der vorliegenden Probe an der Grenzzone zwischen Verblend- und Gerüstkeramik lokalisiert. „Hackles“ Gerüstmaterial (ZrO2) Bruchausgang Verblendmaterial (Feldspatkeramik) Abb. 29c: REM- Aufnahme einer Lava-Brücke: Bruchausgang im basalen Bereich (100-fache Vergrößerung) 77 Diskussion 5 Diskussion 5.1 Diskussion der Methodik 5.1.1 In-vitro-Untersuchung In der Medizin und in der Zahnheilkunde werden neue Werkstoffe häufig in Form von In-vitro-Untersuchungen geprüft. In der Zahnheilkunde interessiert besonders das Verhalten eines Werkstoffs unter den Bedingungen in der Mundhöhle. Dazu werden die einflussnehmenden Parameter der Mundhöhlensituation im Studienaufbau möglichst genau simuliert. Aus den Ergebnissen können dann Rückschlüsse in Bezug auf die klinische Eignung und Zuverlässigkeit gezogen werden. Es gibt Studien, die an einfachen Prüfkörpern wie Scheiben oder Blöcken die werkstoffspezifischen Kennwerte ermitteln [25, 35, 72, 118]. Im Gegensatz dazu besitzen Untersuchungen an praxisnah gestalteten Prüfkörpern, z.B. in Form einer Restauration, eine viel größere Praxisrelevanz [62]. Das Verständnis für das Auftreten von Komplikationen bei der Verwendung des neuen Materials in der Praxis wird erleichtert, weil man den zu untersuchenden Werkstoff bereits in der Form testet, in der man ihn später in vivo einsetzen will. Das bedeutet, der Zahnersatz wird als ganzes Bauteil in bekannter Form, z.B. als Brücke hergestellt, dieser wird unter mundähnlichen Bedingungen beansprucht, und die Belastbarkeit wird in Abhängigkeit von bestimmten Einflussparametern verglichen. Es ist darauf zu achten, dass die bei der klinischen Anwendung auftretenden Verarbeitungsketten genau reproduziert und die Einflussparameter möglichst konstant gehalten werden. Dennoch stellt jeder noch so ausgeklügelte In-vitroTest nur eine technische Annäherung an die klinische Situation dar, weil die Bedingungen in vivo nicht einheitlich, sondern individuell verschieden sind. In der vorliegenden Studie wurde sehr genau darauf geachtet, die Versuchsdurchführung praxisnah zu gestalten. Deshalb wurden als Prüfkörper verblendete Brückenkonstruktionen verwendet. Die Herstellung der Prüfköper erfolgte nach den Richtlinien einer echten Patientenrestauration (siehe Kap. 3). Die Einflussname des Mundmilieus auf die Brückenmaterialien wurde durch eine 78 Diskussion Wasserlagerung simuliert. Die Beanspruchung einer Restauration durch Kautätigkeit und verschieden temperierte Getränke und Nahrungsbestandteile wurde durch die thermomechanische Wechselbelastung nachgeahmt (siehe Kap.3.12). Die definierte mechanische Vorschädigung am Brückengerüst wurde an einer genau ausgesuchten Stelle angebracht, nämlich dort, wo hohe Zugspannungen zu erwarten waren. Ein Ritz an dieser Stelle hätte also bei entsprechender Kerbempfindlichkeit des Materials, zu einer deutlichen Erniedrigung der Bruchlast führen müssen. Die Überlegungen gingen dahin, dass sich Beschädigungen am Gerüst als Ausgangspunkte für unterkritisches Risswachstum besonders unter Wasserlagerung auswirken. Eine solche Beschädigung am Gerüst könnte im Rahmen der Herstellung entstehen, wenn beim Ausarbeiten der gebrannten Verblendungen bis auf das Gerüst durchgeschliffen wird. Grundsätzlich können auch in der Praxis Beschädigungen am Gerüst auftreten, wenn der Behandler beim Einschleifen der Okklusion die Verblendkeramik durchschleift. Diese Beschädigungen liegen dann zwar okklusal, könnten aber trotzdem Ausgangspunkte für unterkritisches Risswachstum sein. Die Größe des Ritzes wurde vorher im Versuch getestet. Das bedeutet, im Vorversuch wurde zunächst die Bearbeitungssituation einer Brücke im Labor simuliert und eine Beschädigung am Gerüst absichtlich provoziert. Die Kerben wurden unter dem Auflichtmikroskop vermessen und es ergab sich eine realistische Ritztiefe von 30 µm, die dann definiert an den entsprechenden Brückengerüsten angebracht wurden. 5.1.2 Modellherstellung und Modellstumpfmaterial Die Einheitlichkeit der Prüfkörper ist für die Aussagefähigkeit der Ergebnisse entscheidend. Ebenso sollten die Versuchsbedingungen innerhalb einer Versuchsreihe identisch sein. Nur so erhält man Messergebnisse mit einer möglichst geringen Streuung und um so eher werden Abweichungen von Gruppe zu Gruppe signifikant. Zur Herstellung eines Arbeitsmodells für einen Prüfkörper wurde jeweils ein Abdruck mit einem individuell gefertigten Löffel vom Urmodell genommen, 79 Diskussion genauso wie es bei der Behandlung eines Patienten erfolgen würde. Während der Abdrucknahme konnte das Mundmilieu nicht simuliert werden. Die fehlende Mundwärme wurde durch eine längere Verweildauer der Abdruckmasse auf dem Urmodell ausgeglichen (siehe Kap. 3.3.2). Damit war das vollständige Abbinden des Abdruckmaterials gewährleistet. In der Literatur sind Untersuchungen beschrieben, in denen Materialien wie Legierungen, Kunststoffe und extrahierte natürliche Zähne als Modellstumpfmaterial eingesetzt werden [27, 43, 50, 62, 94]. Der Einsatz von extrahierten menschlichen Zähnen hat gegenüber den anderen Materialien den Vorteil, dass die mechanischen Eigenschaften des Stumpfes optimal repräsentiert werden. Die natürliche Variabilität eines menschlichen Zahns in Größe und Form macht eine Reproduzierung jedoch unmöglich. Die Verwendung natürlicher Zähne hätte also uneinheitliche Dimensionierungen der Brückenkonstruktionen zur Folge gehabt, und die Bruchlastwerte der einzelnen Brücken wären nicht mehr miteinander vergleichbar gewesen. Außerdem wäre innerhalb der Versuchsreihen das Auftreten einer großen Streuung zu vermuten gewesen, so dass sich die zu untersuchenden Einflussgrößen wie Vorschädigung oder künstliche Alterung nicht deutlich abgezeichnet hätten. Dennoch gibt es Studien, die auf die Anwendung natürlicher Zähne nicht verzichten können, z.B. Studien, die adhäsive Befestigungstechniken verwenden oder untersuchen. Die Brücken in der vorliegenden Studie waren aufgrund ihres Hartkerngerüstes nicht zwingend an eine adhäsive Zementierung gebunden. Die hohe Festigkeit und Bruchzähigkeit der Gerüstmaterialien erlauben die Befestigung mit einem konventionellen Zement auf den Stümpfen [83]. Stümpfe aus Kunststoff oder metallischen Legierungen haben den Vorteil, dass sie durch Dublieren in beliebiger Zahl hergestellt werden können. Allerdings sind die mechanischen Eigenschaften, wie z.B. der Elastizitätsmodul meist von dem des Dentins verschieden, so dass die erzielten Ergebnisse nur beschränkt auf In-vivo-Versuche übertragen werden können [6]. Deshalb wurde in der vorliegenden Studie für die Modellstümpfe ein Material auf Polyurethan-Basis ausgewählt. Dieses Material weist nach Herstellerangaben einen Elastizitätsmodul von 3500 N/mm2 auf. Das bedeutet, es können damit biegesteifere Modelle als z.B. mit PMMA erzeugt werden. Im Vergleich 80 Diskussion zum Elastizitätsmodul des Dentins (15.000-20.000 N/mm2) [74] und des Alveolarknochens (Spongiosa: 1370 N/mm2 ) [126], (Kortikalis: 13700 N/mm2) [59] liegt der Elastizitätsmodul des verwendeten Modellstumpfmaterials allerdings deutlich niedriger. Bei der Betrachtung der Ergebnisse muss dieses berücksichtigt werden, weil der Elastizitätsmodul des Modellstumpfmaterials Auswirkungen auf die Bruchlast vollkeramischer Restaurationen hat. In einer Studie von Kappert et al. [50] wurde herausgefunden, dass die Belastbarkeit von Prüfkörpern aus Vollkeramik mit starr gelagerten Stümpfen höher lagen als von elastisch gelagerten. In einer Untersuchung von Hübben [44] führte die Steigerung des E-Moduls des Stumpfmaterials zu einer signifikanten Erhöhung der Bruchfestigkeit von Molarenkronen aus IPS-Empress. Bezieht man die Ergebnisse aus der Untersuchung von Hübben auf die vorliegende Studie, so kann folgendes vermutet werden: Da die Brücken in der vorliegenden Studie auf elastisch gelagerten Stümpfen getestet wurden, die einen weitaus niedrigeren Elastizitätsmodul aufweisen als physiologisch festverankerte natürliche Zähne, könnten die viergliedrigen Brücken in vivo sogar höhere Bruchlasten erzielen. Bei der Verwendung von Modellstümpfen bzw. Modellen aus Metall liegt ein Elastizitätsmodul der Größenordnung von 100.000 N/mm2 vor, der deutlich höher ist, als der des Dentins und des Alveolarknochens. Eine so große Steifigkeit vermindert die Eigenverformbarkeit der Modelle und hat zur Folge, dass die Brücken übernatürlich gestützt und die Bruchlasten dadurch unrealistisch hoch werden. 5.1.3 Herstellung der Brücken Das Empress 2-Brückenmaterial ist laut Herstellerempfehlungen lediglich für dreigliedrige Brückenkonstruktionen bis zum zweiten Prämolaren einzusetzen. In dieser Studie wurde bewusst gegen diese Empfehlung verstoßen, indem viergliedrige Seitenzahnbrücken aus dem Material hergestellt wurden. Dies geschah, weil in dieser Untersuchung ein typischer Vertreter der konventionellen Hartkernkeramiken mit einer Hochleistungskeramik verglichen werden sollte. Dazu bot sich das Empress 2-System an, das in der Zahntechnik sehr gut etabliert ist. Außerdem konnten durch die Verwendung der industriell vorge81 Diskussion fertigten Pressrohlinge aus einer Charge Gerüste mit optimaler Materialhomogenität hergestellt werden. Es stellte sich ferner heraus, dass die gepressten viergliedrigen Brückengerüste auf dem Urmodell nicht passten, wenn sie streng nach Gebrauchsanleitung hergestellt wurden. Sie waren in der sagittalen Ausdehnung zu weit. Es musste die Einbettmasse entgegen der Herstellerempfehlung mit einer 40 %-igen Anmischflüssigkeit angemischt werden, um passende Brückengerüste aus Empress 2-Kernmaterial herstellen zu können. Es kam, vermutlich als Folge der veränderten Flüssigkeitskonzentration, in drei Fällen zum Abbruch des Heißpressvorgangs, weil die Muffel gerissen war und dadurch das Brückengerüst unbrauchbar wurde. Um die Gerüststärken an die der zum Vergleich anstehenden Lava-Brücken anzupassen, wurden die Empress 2-Brückengerüste mit einer Wandstärke von 0,7 mm modelliert, obwohl der Hersteller eine Wandstärke von 0,8 mm empfiehlt. Dies hatte mit Sicherheit einen festigkeitsmindernden Einfluss auf die Empress 2-Brückenkonstruktion. 5.1.4 Gestaltung der Prüfkörper In der vorliegenden Studie war die Gleichförmigkeit der Prüfkörper für die Sicherung der Vergleichbarkeit unter den verschiedenen Belastungsbedingungen eine Grundvoraussetzung. Die Dimensionierung der Brückengerüste und der Verblendschicht war in dieser Arbeit bei allen Prüfkörpern gleich. Die Prüfkörper wurden unter den gleichen Bedingungen mit derselben Dimensionierung auf identischen Modellen hergestellt. Dazu wurden die Brückengerüste vor dem Verblendvorgang mit einem Tasterzirkel vermessen. Zur Verblendung der Gerüste wurden spezielle Schablonen verwendet, um die Dimensionierung genau zu überprüfen (siehe Kapitel 3.7). Das Vermessen der Gerüste mittels Tasterzirkel wurde in der Untersuchung von Zellmer [133] beschrieben. Eine Überprüfung der Verblendschichtdimensionierung wurde in anderen Studien nicht erwähnt [5, 9, 133]. Falls dort nach Augenmaß gestaltet wurde, ist mit einer größeren Streuung der Ergebnisse und verfälschter Signifikanz der Abweichung von Gruppe zu Gruppe zu rechnen. 82 Diskussion 5.1.5 Simulation der Pfeilerresilienz Die Auslenkung der Zähne in der Alveole unter Belastung ist ein physiologischer Vorgang, bei dem die Kräfte vom Zahn über das Parodontium auf den Knochen abgeleitet werden. Die Zähne sind im Kiefer durch das Parodontium sowohl in axialer als auch in horizontaler Richtung resilient gelagert. Die Zahnbeweglichkeit ist von der Zahnlänge, der Anzahl der Wurzeln sowie der Kraftgröße und –richtung abhängig. Die Angaben in der Literatur hierzu variieren [38, 89, 125]. Bei einer Belastung von 2 N bis 5 N (in orofazialer Richtung) beträgt die Beweglichkeit nach Rateitschak et al. etwa 50-100 µm [87]. Niedermeier et al. ermittelten an klinisch festen bzw. geringfügig gelockerten Frontund Seitenzähnen eine mittlere Zahnbeweglichkeit von 86 µm bei einer Auslenkkraft von 1,5 N in horizontaler Richtung und 39 µm in axial-intrusiver Richtung [77]. Dieser Zahnbeweglichkeit wird ein nachteiliger Effekt auf die Haltbarkeit von Zahnersatz, insbesondere vollkeramischer Restaurationen zugeschrieben. Untersuchungen an vollkeramischen Brücken zeigten eine deutliche Abnahme der Bruchfestigkeitswerte bei resilienter Lagerung der Pfeilerzähne [39, 50, 79, 84]. Deshalb sollte dieser Faktor auch bei In-vitro-Simulationen klinischer Situationen berücksichtigt werden. Denn bei einer starren Lagerung der Pfeilerzähne bleiben diese Freiheitsgrade unberücksichtigt und die Konstruktion wird unverhältnismäßig hoch versteift. Auf einen Zahnersatz, der auf mehreren Stümpfen gelagert ist, wie z.B. verblockte Kronen oder Brücken, wirken dadurch bei Okklusion und Laterotrusion zusätzliche Druck-, Zug- und Scherspannungen. Zur Nachahmung der natürlichen Zahnbeweglichkeit wird deshalb in In-vitroUntersuchungen versucht, die Wirkung des Parodontiums durch flexible Materialien wie Silikon, Kunststoffschläuche oder Gummiringe nachzuahmen, die um die Zahnwurzeln platziert und dann in ein Sockelmaterial eingegossen werden [29, 50, 68, 79, 39]. In der vorliegenden Untersuchung wurde das Parodontium durch eine auf die Wurzeloberfläche der Pfeilerzähne aufgebrachte Latexschicht simuliert. Die Schichtdicke lag zwischen 0,35 mm und 0,55 mm. Die Stümpfe waren somit in den Modellsockeln beweglich gelagert und zwar sowohl durch das künstliche Parodontium (Latexschicht) als auch zusätzlich durch die 83 Diskussion elastische Nachgiebigkeit des Modellsockels aus Polyurethan. Dieser weist aufgrund des geringeren Elastizitätsmoduls gegenüber dem Alveolarfortsatz eine größere Verformbarkeit auf. In Vorversuchen wurde die Stumpfbeweglichkeit an verschiedenen Polyurethan-Modellen geprüft. Es ergaben sich für die latexummantelten Zahnwurzeln bei einer Belastung von 5 N maximale Auslenkungen um 7 µm (in horizontaler Richtung) und um 3 µm (bei axialer Belastung). Damit hatten die Pfeiler der Prüfmodelle eine deutlich geringere Beweglichkeit als die natürlichen Zähne bei den Versuchen von Rateitschak et al. [87] und Niedermeier et al. [77]. Die Testmodelle in der gewählten Ausführung weisen jedoch eine höhere Beweglichkeit auf als starre Vollmodelle aus Polyurethan oder Metall. Die Charakteristik der Beweglichkeit der Stümpfe mit künstlichem Parodontium ist aber noch in der Weise gegenüber natürlichen Zähnen verändert, dass die stärkere initiale Beweglichkeit der Desmodontalfasern nicht simuliert werden kann. 84 Diskussion 5.1.6 Alterungssimulation Zahnrestaurationsmaterialien unterliegen in der Mundhöhle neben den Belastungen beim Kauvorgang auch den korrosiven Einflüssen des Mundmilieus. Bei längerer Verweildauer im Mund können diese Faktoren die Frakturwahrscheinlichkeit einer vollkeramischen Restauration erhöhen [44, 114]. Die Dauerfestigkeit ist eine praxisnahe Größe. Es ist die Spannung, die ein dynamisch belasteter Werkstoff dauerhaft ohne nennenswerte Ermüdungserscheinungen ertragen kann. Um die Überlebensrate und das Verhalten von Materialien oder einer Konstruktion unter den Beanspruchungen im Mund abzuschätzen, müssen diese unter Dauerbelastungen getestet werden. In dieser In-vitro-Arbeit wurden die mechanischen Belastungen, denen Zahnersatzmaterialien beim Kauvorgang ausgesetzt sind, durch 1.000.000 Belastungszyklen mit einer Schwellast von 100 N simuliert. Wenn eine Restauration den zugefügten Belastungen während 106 Zyklen ohne Fraktur widerstehen kann, dann kann dies als gute Voraussetzung für die klinische Erprobung solcher Restaurationen angesehen werden. Bei keramischen Materialien unterscheidet man eine Anfangs- bzw. statische Festigkeit und eine Dauerfestigkeit. Die Anfangsfestigkeit wird direkt nach der Herstellung ohne jegliche Art von Alterung gemessen. Bei Keramiken ist die Dauerfestigkeit klinisch wesentlich relevanter als die üblicherweise gemessene Anfangsfestigkeit, weil die sich ständig wiederholenden Belastungen beim Kauvorgang zu einer Verminderung der Belastbarkeit führen [34, 44]. Diese Verminderung ist von zufällig im Material vorhandenen Rissen und deren Ausbreitung (unterkritisches Risswachstum) abhängig [40, 73, 95]. Die Kausimulation bildete deshalb in dieser Studie einen wesentlichen Bestandteil eines Invitro-Prüfzyklus, der die Untersuchung der Brückenrestaurationen unter kliniknahen Bedingungen erlaubte. Auch die Abschätzung der Anzahl der täglichen Zahnkontakte ist zur Bewertung der Überlebenszeit einer Zahnrestauration wichtig. Die Werte in der Literatur schwanken hierzu sehr stark. Nach Brewer [10] treten pro Tag bis zu 14.000 dynamische Kontakte verschiedenster Krafteinleitung zwischen den Zähnen auf. Diese Kontakte kommen nicht nur durch Kautätigkeit zustande, es existie- 85 Diskussion ren daneben auch Belastungen durch Parafunktionen, Leermastikation, Schlucken oder Sprechen, bei denen teilweise nur sehr geringe Kräfte auf die Restauration übertragen werden. Renggli et al. [88] ermittelten eine tägliche Belastungszeit von zwölf Minuten durch Kaukontakte und sechs Minuten für Schluckkontakte. Legt man die von Bates et al. [4] ermittelte Kaufrequenz von 60 bis 120 pro Minute zugrunde, dann entsprechen die 1.000.000 Belastungszyklen der vorliegenden Studie einer Mundverweildauer zwischen ein bis drei Jahren. In einer umfangreichen Literaturrecherche kommen Körber und Ludwig [55] zu dem Ergebnis, dass für die maximale Kaukraft ein mittlerer Wert von ca. 300 N anzunehmen ist. Kaukraftmessungen an Brückenersatz, die von Kraft und Klötzer durchgeführt wurden, ergaben einen vergleichbar hohen Wert [54, 56], dem Zahnersatz ausgesetzt ist und standhalten muss. Eichner [21]ermittelte in seinen Untersuchungen für den Seitenzahnbereich beim Kauen durchschnittliche Kräfte von 10,5 N bis 22 N und beim Schlucken von 44 N. Da kurzfristig auch höhere Kräfte auftreten können [1, 63, 124], wurde die Schwellast in der vorliegenden Studie auf 100 N festgelegt. Diese im Vergleich zu den Messergebnissen von Eichner relativ hoch erscheinende Schwellast, sollte eine starke Beanspruchung der Testbrücken simulieren, um daraus eine Einschätzung der Eignung dieser viergliedrigen Seitenzahnbrücken für weitere Untersuchungen in vivo ableiten zu können. Neben die auf eine Zahnrestauration einwirkenden Kaukräfte muss außerdem das die Langzeitfestigkeit negativ beeinflussende unterkritische Risswachstum berücksichtigt werden, welches die Belastbarkeit von Keramiken um etwa die Hälfte verringern kann [103, 105]. Bei der künstlichen Alterung von Prüfkörpern wird neben der mechanischen Belastung häufig auch eine thermische Belastung durchgeführt [66, 93]. In der Mundhöhle entstehen thermische Belastungen an Zahnrestaurationsmaterialien durch Temperaturdifferenzen bei der Nahrungsaufnahme. Diese Temperaturunterschiede liegen nach Marx zwischen –8 °C und +81 °C [70]. Daraus resultieren an Zahnsubstanz und Zahnersatz Temperaturen von 5 °C bis 55 °C. In Laborstudien wird Thermocycling zwischen 5 °C und 55 °C zur künstlichen Alterung dentaler Materialien häufig 86 Diskussion angewendet [3, 57, 66, 79] und wurde deshalb auch in der vorliegenden Studie dafür genutzt. 5.1.7 Wasserlagerung Wasser hat einen festigkeitsmindernden Einfluss auf keramische Materialien. Der Einfluss von Feuchtigkeit auf die unterkritische Rissausbreitung ist bei Glas- und Aluminiumdioxid-Keramik häufig untersucht worden und die Degradation der mechanischen Eigenschaften als Folge dessen anerkannt worden [2, 33]. Dentalkeramiken sind auch anfällig für Risswachstum, das durch Feuchtigkeitseinwirkung mit der Zeit verstärkt wird. Das langsame Risswachstum unter Spannung im feuchten Milieu ist als Spannungsrisskorrosion bekannt [73, 91]. Das bedeutet, dass vorhandene Defekte oder Risse in der Keramik weiter fortschreiten und sich vergrößern, wenn sie in direktem Kontakt mit Wasser stehen. Deshalb war die Wasserlagerung ein wichtiger Bestandteil der vorliegenden Untersuchung. Pauli [79] hat diesen Effekt an In-Ceram- Seitenzahnbrücken beobachtet, die zwei Monate im Kunstspeichel lagerten. Geis-Gerstorfer et al. [33] untersuchten 2 mm dicke, scheibenförmige Prüfkörper aus den Keramiken IPS-Empress und In-Ceram. Sie beobachteten an den vorgeschädigten Prüfkörpern, die sechs Monate lang in 37 °C temperierten destillierten Wasser lagerten, eine fortschreitende Festigkeitsabnahme infolge von Spannungsrisskorrosion. Sie stellten ebenfalls fest, dass die Spannungsrisskorrosion bei längerer Wasserlagerung zunahm. In dieser Studie wurde der Einfluss des Wassers durch eine 220-tägige Wasserlagerung bei 36 °C getestet. Den Untersuchungen von Pauli und GeisGerstorfer et al. zufolge war damit ein ausreichend großer Zeitraum vorhanden, um Spannungsrisskorrosionsprozesse zu erwarten. Die Brücken in dieser Untersuchung wurden immer kombiniert der Wasserlagerung und der thermomechanischen Wechselbelastung ausgesetzt. Man kann an den Ergebnissen dieser Studie also nicht ableiten, ob die Spannungsrisskorrosion oder die thermomechanische Wechselbelastung stärkeren Einfluss auf die Festigkeitsminde- 87 Diskussion rung der Brücken hatte. Da diese Faktoren in der Mundhöhle immer miteinander auftreten, wurden sie in dieser Untersuchung auch kombiniert angewendet. 5.1.8 Die definierte mechanische Vorschädigung der Brückengerüste Keramische Materialien können Spannungsspitzen nur schlecht kompensieren. Diese Spannungen konzentrieren sich an Defekten oder Mikrorissen [95] die dann zu Ausgangspunkten von Rissen werden können und sich durch langsames Risswachstum weiter ausbreiten und damit die Belastbarkeit der Restauration vermindern. In der vorliegenden Untersuchung sollte ermittelt werden, wie stark sich ein möglicher Verarbeitungsfehler bei der Herstellung der Brücken auf die Bruchlast auswirkt. Dieser Defekt wurde in Form eines 30 µm tiefen und 180 µm breiten Ritzes am unverblendeten Brückengerüst angebracht. Die Vorschädigung keramischer Prüfkörper in Form einer Kerbe fand bereits in zahlreichen Untersuchungen Anwendung, um die Bruchzähigkeit zu bestimmen bzw. den Einfluss auf die Dauerfestigkeit aufzuzeigen. Antis et al. [2] bestimmten die Bruchzähigkeit von Keramiken durch unmittelbare Vermessung der Rissverläufe an Eindrücken in der Oberfläche, indem sie bruchmechanische Ansätze als Basis für ihre Berechnungen verwendeten . Tinschert et al. [118] schädigten vollkeramische Prüfkörper aus mit Zirkoniumdioxidanteilen modifizierter In Ceram Alumina-Keramik mit einem 100 µm dicken Sägeblatt und einer relativen Kerbtiefe von 50-80 µm, bevor an ihnen ein Biegeversuch durchgeführt wurde. Fäßler [25] untersuchte Prüfkörper aus einer Zirkoniumdioxidkeramik und einer glasinfiltrierten Aluminiumoxid-Keramik auf ihre Dauerfestigkeit. Zur Simulation von Oberflächendefekten in der Keramik legte er einen durchgehenden scharfen Riss mit begrenzter Tiefe (ca. 75 µm) an der Probenunterseite durch Erzeugen einer Serie von Knoop-Härteeindrücken an. Hinzu kam ein künstlicher Alterungsprozess durch Wasserlagerung und Schwingbeanspruchung. Fäßler stellte bei beiden Werkstoffen einen Abfall der Belastbarkeit fest. 88 Diskussion Im Vergleich zu den Untersuchungen von Antis [2] , Tinschert [118] und Fäßler [25] ist in der vorliegenden Studie die Ritztiefe klein gewählt. Auf Grund der Vorgabe, die Untersuchung möglichst kliniknah durchzuführen, wurde im Vorversuch (siehe Kap. 3.6) die Tiefe des Ritzes ermittelt, die beim Bearbeitungsprozess real entstehen könnte. Im Gegensatz zu der Studie von Fässler [25], in der mit Hilfe von KnoopHärteeindrücken scharfe Risse erzeugt wurden, waren die mit Hilfe einer Diamantschleifscheibe erzeugten Ritze in der vorliegenden Studie nicht scharf konturiert, sondern mehr abgerundet. Es war demzufolge mit geringerer Spannungsüberhöhung bei Belastung und geringer Wahrscheinlichkeit einer Bruchauslösung zu rechnen. Langsames Risswachstum in Keramiken ist durch mechanische Spannungen an der Rissspitze bedingt und wird durch Korrosionserscheinungen noch verstärkt. Das gleichzeitige Vorhandensein von mechanischen Spannungen und Wasser reduziert die Oberflächenenergie in der Nähe der Rissspitze und bewirkt langsamen Rissfortschritt. Fehlt das Medium Wasser im Bereich der Rissspitze, wird das unterkritische Risswachstum verlangsamt. [73] . Im Gegensatz zu den Studien von Antis [2], Tinschert [118] und Fäßler [25] wurden die Gerüste in der vorliegenden Arbeit nach dem Anritzen verblendet. Das bedeutet, der Ritz stand nicht im direkten Kontakt mit dem korrosiven Medium Wasser, sondern war durch die Verblendkeramik abgedeckt. Dieser letztgenannte Sachverhalt kann als Grund für die Tatsache herangezogen werden, dass sich die definierte mechanische Vorschädigung in der vorliegenden Studie im Gegensatz zu den Ergebnissen von Fäßler nicht signifikant auf die Bruchlast auswirkte. Die in der vorliegenden Studie eingesetzten Vollkeramiken sind mit Verstärkungsmechanismen ausgestattet, die dem unterkritischen Risswachstum entgegenwirken sollen. In der Lava-Gerüstkeramik (Yttrium-teilstabilisierte Zirkoniumdioxidkeramik) kommt es unter Belastung zu einer Phasenumwandlung von der tetragonalen in die monokline Struktur und damit zu einer Volumenexpansion von 3-5 %. Die resultierende Druckspannung wirkt dem Risswachstum entgegen und erhöht den Energiebedarf für weiteres Risswachstum [24, 112]. 89 Diskussion Der Verstärkungsmechanismus in den Gerüstmaterialien konventioneller Vollkeramiksysteme wie Empress 2 basiert dagegen auf der Partikelverstärkung. Durch das Einbringen einer kristallinen Phase in eine Glasmatrix soll ein Riss, der in die Glasmatrix hineinläuft, an der Grenzschicht zwischen kristallinem Partikel und Glasmatrix gestoppt oder in seiner Richtung umgelenkt werden [71]. 5.1.9 Zementierung der Brücken Vollkeramische Restaurationen sollten auf dem Zahnstumpf keine primäre Friktion aufweisen, da diese rissauslösende Zugspannungen in der Restauration hervorrufen könnte. Die fehlende primäre Friktion vollkeramischer Versorgungen muss deshalb durch ein geeignetes Befestigungsverfahren kompensiert werden. Ein stabiler Verbund zwischen Restauration und Pfeilerzahn erhöht die Retention, aber auch die Bruchfestigkeit des Zahnersatzes [11]. In der vorliegenden Studie wurden die Brücken mit einem konventionellen Glasionomer-Zement auf die Kunststoffstümpfe zementiert. Burke et al. empfehlen dagegen beim Einsatz vollkeramischer Restaurationen die adhäsive Befestigung [12]. Die adhäsive Befestigung vollkeramischer Einlagefüllungen oder Veneers ist in zahlreichen klinischen Untersuchungen dokumentiert und ein elementarer Bestandteil dieser Restaurationsstechniken [17, 31, 80]. Da diese Vollkeramikarten nicht über ein Hartkerngerüst verfügen, muss die erforderliche Stabilität durch den Klebeverbund aus Keramik, Befestigungskomposit und Zahnschmelz mittels mikromechanischer Retention erreicht werden. Eine In-vitro-Untersuchung von Piwowarczyk et al. zeigte, dass konventionelle Befestigungszemente in Verbindung mit Glaskeramiken und einer polykristallinen oxidischen Keramik keinen stabilen Haftverbund generieren können [81]. In einer weiteren In-vitro-Untersuchung fanden Piwowarczyk et al. [82] heraus, dass die adhäsive Befestigung von Empress 2- und Lava-Restaurationen in Kombination mit einer Oberflächenkonditionierung durch Abstrahlen mit Al2O3 oder tribochemische Siliziumdioxid-Beschichtung eine dauerhafte Verbundfestigkeit zwischen Vollkeramik und Pfeilerzahn erzeugt. Pospiech [83] weist 90 Diskussion dagegen darauf hin, dass hartkernunterstützte Vollkeramiken aufgrund hohen Festigkeit mit konventionellen Zementen auf der Basis makromechanischer Retention befestigt werden können. Eine adhäsive Befestigung wäre in dieser In-vitro-Studie nur sinnvoll gewesen, wenn natürliche Zähne als Pfeilerzähne eingesetzt worden wären. Hätte man in dieser Untersuchung gleiche Brücken auf natürlichen Pfeilerzähnen mit einem adhäsiven Befestigungsmaterial zementiert, dann wären möglicherweise höhere Bruchlasten zu erreichen gewesen. Da man aber davon ausgehen kann, dass eine absolute Trockenlegung unter Mundbedingungen für Brückenkonstruktionen im Seitenzahnbereich nur selten realisierbar ist, war es klinikrelevanter, die Brücken konventionell zu zementieren. In In-vitro-Studien ist das Befestigen von vollkeramischen Restaurationen mit konventionellen Zementen auf künstlichen Stümpfen eine häufig angewandte Methode [50]. Ein weiterer Aspekt, der für diese Vorgehensweise spricht, sind die Ergebnisse aus der In-vitro-Studie von Hübben [44]. In seiner Untersuchung an IPSEmpress Molarenkronen fand Hübben heraus, dass die adhäsive Befestigung im Vergleich zur Befestigung mit Zinkoxidphosphatzement zu einer Steigerung der Bruchfestigkeitswerte führte. Diese Werte glichen sich jedoch einander an, sobald die Kronen einer künstlichen Alterung durch Wasserlagerung und thermomechanischer Wechselbelastung ausgesetzt wurden. 5.1.10 Untersuchung der Bruchlast Zahnrestaurationen in Form von Brücken bestehen im Allgemeinen aus mindestens zwei verschiedenen Komponenten, dem Gerüstmaterial und dem Verblendmaterial. Es handelt sich also um Werkstoffverbunde, deren einzelne Bestandteile eigene Festigkeitswerte aufweisen. Bei solchen komplexen Konstruktionen entscheidet zum einen die Schichtstärke der einzelnen Materialien und zum anderen der Verbund zwischen diesen über die Festigkeit der Gesamtrestauration. Das bedeutet, dass man bei den Bruchversuchen solcher Konstruktionen nicht von der Ermittlung der Bruchfestigkeit, sondern der Bruchlast spricht. Die Festigkeit ist dagegen eine Materialeigenschaft, die den spezifischen Widerstand des einzelnen Materials gegen Zerstörung durch äußere 91 Diskussion Spannung beschreibt. Um eine spezifische Festigkeit eines Materials zu ermitteln, werden Probekörper unter Normbedingungen untersucht. Die mechanische Belastbarkeit einer Zahnrestauration ist zwar von der Dauer und Richtung der einwirkenden Kraft abhängig, entscheidend sind aber auch die Festigkeitseigenschaften des Materials, die Formgebung und die angewandten Materialstärken. Bei Werkstoffverbunden entscheiden das Verhältnis und die Verteilung der verschiedenen Materialien im Querschnitt und die Festigkeit des Verbundes über die Belastbarkeit einer Restauration [102, 103, 104]. In der vorliegenden Studie wurde die Kraft in axialer Richtung auf den Prüfkörper aufgebracht. Mit dieser Form der Krafteinwirkung können höhere Bruchlasten erreicht werden als bei horizontalen oder schräg auftreffenden Kräften. Horizontalkräfte treten beim Abbeißvorgang z.B. an Frontzahnrestaurationen auf und sollten prinzipiell bei einer In-vitro-Untersuchung berücksichtigt werden. Da es sich bei den untersuchten Brücken jedoch um Seitenzahnbrücken handelt, ist davon auszugehen, dass bei Kaubelastungen hauptsächlich axiale Kräfte auf die Brücke einwirken. Horizontalkräfte durch Zungendruck beim Sprechen und Kauen sind dagegen vernachlässigbar und wurden daher bei dem vorliegenden Versuchsaufbau nicht nachgeahmt. Um eine möglichst gleichmäßige Verteilung der Kraft zu erreichen, wurde die Kraft auf eine Kugel mit 6 mm Durchmesser übertragen, die im Zentrum der Restauration in einer stabilen Drei-Punkt-Abstützung lag. Zusätzlich gewährte eine 0,2 mm starke Zinnfolie die Reduktion auftretender Spannungsspitzen. 92 Diskussion 5.2 Diskussion der Ergebnisse 5.2.1 Bruchlasten der Brücken Die Empress 2-Brücken zeigten im Mittel Bruchlasten von 279 N bis 394 N. Der höchste erreichte Wert lag bei 521 N. Der geforderte Mindestwert von 600 N für die Anfangsbelastbarkeit von Brücken im Seitenzahnbereich wurde von keiner der untersuchten Empress 2-Brücken erreicht. Damit bestätigen sich die Herstellerempfehlungen, aus der Empress 2-Vollkeramik nur kleinspannige Brücken bis maximal zum zweiten Prämolaren als endständigen Pfeiler herzustellen. Die Lava-Brücken zeigten im Mittel Bruchlastwerte von 1022 N bis 1369 N. Der höchste erreichte Wert lag bei 1914 N und wurde an einer Brücke aus der Kontrollgruppe gemessen. Der geforderte Mindestwert von 600 N für die Anfangsbelastbarkeit von Brücken im Seitenzahnbereich wurde nur von einer der untersuchten Lava-Brücken mit einem Wert von 597 N knapp verfehlt. Diese Brücke kam ebenfalls aus der Kontrollgruppe. Da die Lava-Brücken auch nach künstlicher Alterung, die einer maximal dreijährigen Beanspruchung im Munde entspricht, Belastungen von über 600 N standhalten, scheint dieses Vollkeramikmaterial für den Einsatz viergliedriger Seitenzahnbrücken nach den in der Studie angesetzten Bedingungen geeignet zu sein. Tinschert et al. [115] untersuchten vollkeramische Seitenzahnbrücken auf einem starren Modell. Sie ermittelten für die dreigliedrigen Brücken aus Empress 2 statische Bruchlasten von 1332 N, für Brücken aus In-Ceram Zirconia von 1692 N und für Brücken aus DC-Zirkon von 2289 N. Für viergliedrige Brücken aus DC-Zirkon wurden 1607 N und für fünfgliedrige Brücken 1262 N gemessen. Die Belastung bis zum Bruch erfolgte dabei bei den vier- und fünfgliedrigen Brücken auf zwei Auflagepunkten, um eine gleichmäßigere Krafteinleitung zu erreichen. Die von Tinschert et al. ermittelten Werte für viergliedrige und fünfgliedrige Vollkeramikbrücken liegen deutlich höher als die in der vorliegenden Studie gemessenen Werte. Dies könnte dadurch bedingt sein, dass einerseits starre Modelle für die Bruchbelastungstests verwendet wurden, andererseits keine künstliche Alterung angewendet wurde. Entscheidender war jedoch vermutlich 93 Diskussion die unterschiedliche Konnektorgestaltung. Während Tinschert et al. alle Brückenkonnektoren mit einer Ausdehnung in okkluso-zervikaler-Richtung von 5,4 mm ausstatteten, betrugen in der vorliegenden Studie die Konnektormaße in gleicher Richtung zwischen 2,9 mm und 3,9 mm. Eine Gestaltung, wie sie von Tinschert et al. angewendet wurde, ist klinisch im Seitenzahnbereich mit Rücksichtnahme auf die parodontale Hygienefähigkeit einer Brückenkonstruktion nur schwer realisierbar. Die Gruppen in der Untersuchung von Tinschert et al. bestanden außerdem nur aus fünf Brücken, so dass gegenüber der vorliegenden Studie mit einer erhöhten Unsicherheit der Ergebnisse zu rechnen ist . In einer anderen Untersuchung von Tinschert et al. [119] wurden für dreigliedrige verblendete Seitenzahnbrücken zum Ersatz des Zahnes 16 aus Zirkoniumdioxidkeramik, die mit einem konventionellen Zement auf starre Modelle zementiert wurden, mittlere Bruchlastwerte von 2289 N gemessen. Bei diesen Brücken wurde eine Konnektorstärke von 4 mm x 4 mm eingehalten. Filser et al. [29] untersuchten dreigliedrige unverblendete Brückengerüste zum Ersatz eines Molaren aus Empress 2, In-Ceram und Zirkoniumdioxid (hergestellt nach dem DCM-Verfahren). Es wurden Verbinderstärken von 2,7 mm x 2,6 mm angewendet. Filser et al. erhielten mittlere Bruchlastwerte für die Anfangsbelastbarkeit von 558 N (Empress 2), 453 N (In-Ceram) und 1192 N (Zirkoniumdioxid). An diesen Werten zeigt sich, dass die erzielten Bruchlasten mit der Verbindergestaltung zusammenhängen. Denn Filser et al. arbeiteten mit einer geringen Verbinderausdehnung in okkluso-zervikaler-Richtung und erreichten daher mit einer dreigliedrigen Brückenkonstruktion aus Zirkoniumdioxid gerade ähnlich hohe Bruchlasten, wie in der vorliegenden Studie mit viergliedrigen Zirkoniumdioxid-Brücken erzielt wurden. Lüthy et al. [65] ermittelten an viergliedrigen Brückengerüsten aus Empress 2, In-Ceram Zirconia und Cercon, die auf beweglich gelagerten Stümpfen ohne Zementierung aufgesetzt wurden, Bruchlasten von 260 N (Empress 2), 470 N (In-Ceram Zirconia) und für die Zirkoniumdioxidkeramik Cercon 706 N. Die niedrigen Werte erklärt Lüthy durch die zu gering gewählte Konnektorstärke von nur 7,3 mm2. In der Untersuchung von Lüthy zeigte sich ebenso wie in der vorliegenden Arbeit der deutliche Unterschied in der Bruchlast zwischen den Empress 2-Brücken und den Zirkoniumdioxid-Brücken. 94 Diskussion Die Anfangsbelastbarkeit der Lava-Brücken in dieser Studie betrug im Mittel 1181 N. Im Vergleich dazu erzielten die Lava-Brücken nach künstlicher Alterung durch thermomechanische Wechselbelastung mittlere Bruchlastwerte von 1035 N. Die Schlussfolgerung, die Schwickerath [103] aus seinen Untersuchungen zog, dass keramische Restaurationen nach einer Alterung mit 106 Belastungszyklen nur noch 50% der Ausgangsbelastbarkeit aufweisen, konnte durch die Ergebnisse der vorliegenden Studie nicht bestätigt werden. Es wurde in dieser Studie ein Abfall der mittleren Bruchlastwerte der Lava-Brücken nach künstlicher Alterung um lediglich 12 % beobachtet. Bei den Lava-Brücken, die sowohl einer thermomechanischen Wechselbelastung als auch der definierten mechanischen Vorschädigung unterzogen wurden, konnte ebenfalls nur ein vergleichsweise geringer Abfall der mittleren Bruchlastwerte um 13 % gemessen werden. Die Belastbarkeit sank zwar nach der künstlichen Alterung signifikant ab, sie blieb bei den Lava-Brücken trotzdem oberhalb des von Schwickerath geforderten Mindestwertes für die Anfangsbelastbarkeit von 600 N. Selbst den von Tinschert [119] mit einem Sicherheitsaufschlag geforderten Wert von 1000 N für die Anfangsfestigkeit erfüllten die Brücken. Im Hinblick auf die im Munde auftretenden Kaukräfte mit zeitweiligen Spitzenwerten erscheinen die erreichten Bruchlastwerte der Lava-Brücken so hoch, dass es Erfolg versprechend scheint, viergliedrige Seitenzahnbrücken aus Zirkoniumdioxidkeramik klinisch einzusetzen. Wird an vollkeramische Brückenrestaurationen im Seitenzahnbereich eine Mindestanforderung von 1000 N Anfangsbelastbarkeit gestellt, so können nur vollkeramische Systeme bestehen, die ein Gerüst aus Hochleistungskeramik besitzen. Entgegen den Erwartungen zeichneten sich in der vorliegenden Studie weder bei den Brücken aus der Zirkoniumdioxidkeramik noch bei den Brücken aus Lithiumdisilikat-Glaskeramik deutliche Verminderungen der Bruchlasten ab. Das lässt vermuten, dass sich die mechanische Vorschädigung nicht rissinitiierend auswirkte. Dafür spricht ebenfalls die Tatsache, dass bei den Untersuchungen der Bruchflächen unter dem Rasterelektronenmikroskop kein Bruchausgang mit der Vorschädigung in Zusammenhang gebracht werden konnte. 95 Diskussion Dies steht jedoch im Widerspruch zu den Untersuchungen von Fäßler, der einen starken Abfall der Bruchlasten auf nur 30 % der Anfangsbelastbarkeit an gekerbten In-Ceram-Keramikprüfkörpern feststellte [25]. Aus früheren In-vitro-Untersuchungen, in denen die Belastbarkeit vollkeramischer Brücken überprüft wurde, ist zu entnehmen, dass Seitenzahnbrücken, die aus konventionellen Dentalkeramiken wie Procera, In-Ceram und Empress 2 angefertigt wurden, bereits bei Belastungen zwischen 260 N und 807 N frakturierten [5, 28, 29, 65, 92]. Zwar können die Ergebnisse dieser Untersuchungen wegen der bereits erwähnten unterschiedlichen Dimensionen der Brücken und der verschiedenen Versuchsanordnungen nur bedingt miteinander verglichen werden, jedoch ist die Schlussfolgerung zulässig, dass konventionelle Vollkeramiksysteme nur für den Einsatz von Brückenkonstruktionen im Seitenzahnbereich geeignet sind, die den Herstellerangaben entsprechen. Das bedeutet, aus Empress 2 sind im Seitenzahnbereich lediglich Brücken bis zum Ersatz eines Prämolaren vertretbar. Für Brückenkonstruktionen, die stärker im Kauzentrum stehen und Molaren ersetzen, ist es unbedingt erforderlich, stärker belastbare Keramiken wie Zirkoniumdioxid für das Gerüst zu verwenden. Die Entscheidung, ob man es wagen kann, auch vier- oder mehrgliedrige Seitenzahnbrücken aus einer Hochleistungskeramik einzugliedern, muss anhand der jeweiligen klinischen Situation entschieden werden. Wenn die klinische Kronenlänge eine ausreichende Dimensionierung der Brückenkonnektoren nicht zulässt, sollte man von einer solchen Konstruktion absehen. Keramische Werkstoffe haben einen hohen Qualitätsstandard erreicht und stellen heute eine unverzichtbare Werkstoffgruppe für die konservierende und prothetische Zahnheilkunde dar. Die ästhetischen Möglichkeiten und die Biokompatibilität sind hervorragend. Die klinischen Erfahrungen der letzten Jahre haben jedoch gezeigt, dass für Keramiken eine differenzierte Anwendung unabdingbar ist. Bei korrekter Indikation und Anwendung sind sie sehr erfolgreich anwendbar. 96 Diskussion 5.2.2 Bruchverlauf Das Versagen der Empress 2-Brücken war bei allen 40 Brücken durch einen glatten Bruch charakterisiert, der stets in der Mitte der Konstruktion direkt unter der einwirkenden Kraft verlief. Das Versagen der Lava-Brücken stellte sich weitgehend auf gleiche Weise dar, lediglich fünf Brücken zeigten andere Bruchvarianten. Bei 35 Brücken verlief der Bruch der Gerüstkeramik mittig zwischen den Brückengliedern 25/26. Bei zwei Brücken verlief der Hauptbruch quer durch das Brückenglied 25. Bei einer Brücke verlief der Hauptbruch schräg durch die Ankerkrone 24. Bei zwei Brücken kam es zu zwei Bruchstellen im Gerüstmaterial, wobei ein Bruch zwischen den Brückengliedern und der zweite schräg in der Ankerkrone 27 verlief. Da die meisten Brücken den Hauptbruch an der Verbindungsstelle zwischen den Brückengliedern 25/26 zeigten, kann man schlussfolgern, dass die Dimensionierung des Konnektorquerschnitts an dieser Stelle die Belastbarkeit einer vollkeramischen Brückenkonstruktion entscheidend beeinflusst. Hier erzeugt die von axial einwirkende Kraft Zonen höchster Zugspannung [84]. Neben den Konnektorenabmessungen beeinflusste die Kronenwandstärke der Brückenanker die Bruchlast, da die Kronenwand in einigen Fällen in den Bruchverlauf miteinbezogen wurde. Tinschert et al. [119, 115] beobachteten in ihren Untersuchungen mit drei- bis fünfgliedrigen Vollkeramikbrücken etwas andere Frakturverläufe. Dabei nahmen die Frakturen ihren Ausgang einseitig, ausgehend vom basalen Bereich der Brückengliedverbinder oder vom Bereich der marginalen Kronenränder in unmittelbarer Nähe zum Brückenglied, und setzten sich in okklusaler Richtung zum Angriffspunkt der Krafteinleitung fort. Nur in wenigen Fällen wurde bei den mehrgliedrigen Brücken ein Frakturbeginn in den sich verjüngenden Verbindungsbereichen zwischen den Brückengliedern beobachtet. Dieses Bruchverhalten weicht von den Beobachtungen in der vorliegenden Studie ab. Dies ist vermutlich auf die unterschiedliche Belastungsweise zurückzuführen, denn Tinschert et al. leiteten die Kraft bei den vier- und fünfgliedrigen Brücken an zwei Stellen ein, um sie gleichmäßiger zu verteilen, während in der vorliegenden Studie die viergliedrigen Brücken an einer Stelle zwischen den Brückengliedern bis zum Bruch 97 Diskussion belastet wurden. Es stellt sich die Frage, welche der beiden Belastungsmethoden näher an der klinischen Praxis liegt. Da die okklusalen Kontaktpunkte einer Zahnrestauration gleichmäßig eingestellt werden, ist eine Mehrpunktabstützung sicherlich häufiger im Munde anzutreffen als eine Einpunktabstützung. Das bedeutet, die Belastungsart in der vorliegenden Studie stellt eher eine Ausnahmesituation dar, die aber durchaus vorkommt z.B. beim Zerbeißen von härterer Nahrung wie Nüssen oder Rohkost. 98 Zusammenfassung 6 Zusammenfassung In dieser In-vitro-Untersuchung wurde die Belastbarkeit viergliedriger Seitenzahnbrücken aus zwei verschiedenen Vollkeramiksystemen ermittelt. Außerdem wurde der Einfluss einer definierten mechanischen Vorschädigung am Brückengerüst sowie der künstlichen Alterung durch Wasserlagerung und thermomechanische Wechselbelastung auf die Bruchfestigkeit analysiert. Als Vertreter eines konventionellen Vollkeramiksystems wurde das am Markt etablierte System Empress 2 der Firma Ivoclar (Schaan/FL) betrachtet. Als Vertreter einer Hochleistungskeramik auf Zirkoniumdioxidbasis wurde das Lava-Vollkeramiksystem der Firma 3M Espe (Seefeld) verwendet. Zur Ermittlung der Bruchlasten wurden aus jedem Vollkeramikmaterial 40 Brücken gleicher Dimension zum Ersatz der Zähne 25 und 26 hergestellt. Für die Schaffung möglichst kliniknaher Bedingungen wurden bei der Herstellung der Brücken die gleichen Behandlungsschritte wie bei einer echten Patientenarbeit durchgeführt. Dazu diente ein Urmodell zur Simulation der Patientensituation. Die Brückengerüste jedes Vollkeramiksystems wurden nach ihrer Herstellung randomisiert auf vier Gruppen zu jeweils zehn Pobekörpern verteilt. Dabei unterschieden sich die vier Gruppen in der Vorschädigung und der künstlichen Alterung auf folgende Weise: Die Gerüste der Kontrollgruppe wurden weder vorgeschädigt noch künstlich gealtert, dann verblendet und dem Bruchbelastungstest unterzogen. Die Gerüste von jeweils zwei Gruppen erhielten vor dem Verblenden eine definierte mechanische Vorschädigung durch einen Ritz. Nach anschließender Verblendung wurde eine dieser Gruppen sofort bis zum Bruch belastet, die andere vor dem Bruchbelastungstest noch einer zusätzlichen thermomechanischen Wechselbelastung ausgesetzt. Die Brücken der vierten Gruppe wurden ohne Vorschädigung der thermomechanischen Wechselbelastung ausgesetzt und dann bis zum Bruch belastet. Alle Brückengerüste wurden mit den systemeigenen Verblendkeramiken verblendet. Für die Belastungsprüfungen wurden die Brücken nach ihrer Fertigstellung auf Kunststoffmodelle mit resilienter Pfeilerlagerung zementiert und in einer Universalprüfmaschine bei einer Taversengeschwindigkeit von 1 mm/min bis zum Bruch belastet. Dabei erfolgte die Krafteinleitung im Bereich der Brückenzwischenglieder in axialer Richtung. 99 Zusammenfassung In der Gegenüberstellung der Bruchlasten beider Brückenmaterialien zeigten sich die Brücken aus Zirkoniumdioxid-Keramik gegenüber der Lithiumdisilikat-Glaskeramik deutlich überlegen. Die mittleren Bruchlasten der Brücken aus LithiumdisilikatGlaskeramik lagen in allen Versuchsgruppen mit Werten von 279 N bis 394 N deutlich unterhalb des in der Literatur geforderten Minimalwertes für Seitenzahnbrücken von 600 N. Die Zirkoniumdioxid-Brücken erreichten dagegen in allen Versuchsgruppen mittlere Bruchlasten, die mit Werten von 1022 N bis 1369 N deutlich über 600 N lagen. Bei beiden Vollkeramikmaterialien kam es zu einer signifikanten Verringerung der Belastbarkeit um 12% bis 13% nach der künstlichen Alterung durch thermomechanische Wechselbelastung. Dagegen wirkte sich die mechanische Vorschädigung bei keinem der beiden Vollkeramikmaterialien signifikant auf die Bruchlast aus. Bei dem Vergleich mit anderen Studien konnte ein Zusammenhang zwischen der Bruchlast und der Dimensionierungsweise der Verbinder festgestellt werden. Folgende Sachverhalte haben in Kombination vermutlich dazu beigetragen, dass sich die definierte mechanische Vorschädigung in der vorliegenden Studie nicht signifikant auf die Bruchlast auswirkte: Einerseits waren die mit Hilfe einer Diamantschleifscheibe erzeugten Ritze in der vorliegenden Studie nicht scharf konturiert und konnten daher nur in geringem Maße zu einer Rissinitiierung beitragen. Andererseits wurden die künstlich erzeugten Ritze mit Verblendkeramik abgedeckt und standen somit nicht im direkten Kontakt mit dem korrosiven Medium Wasser. Dadurch konnte kein langsames Risswachstum durch Korrosion stattfinden. Die hohe Belastbarkeit der Zirkoniumdioxid-Brücken bietet die Chance, den Indikationsbereich auf viergliedrige Seitenzahnbrücken aus diesem Material auszudehnen. Die klinische Einsatzmöglichkeit von Empress 2-Brücken wird vom Hersteller nur für dreigliedrige Brücken bis zum Ersatz des ersten Prämolaren empfohlen. Die Ergebnisse dieser Untersuchung können diese Empfehlung bestätigen. 100 Inhaltsverzeichnis 7 Literatur 1. Anderson, DJ. Measurement of stress in mastication. J Dent Res 1956; 35:664 2. Antis GR, Chantikul P, Lawn BR, Marshall DB Jr. A critical evaluation of indentation techniques for measuring fracture toughness: 1. Direct crack measurements. J Am Ceram Soc 1981; 64:533 3. Barclay CW. Thermocycling: an unrealistic technique for simulating clinical conditions. J Dent Res 1998; 77:2215 4. Bates JF, Stafford GD, Harrison A. Masticatory function a review of the literature. (II)Speed of movement of the mandible, rate of chewing and forces developed in chewing. J Oral Rehabilitation 1975; 2:349. 5. Baum FM. Zur mechanischen Belastbarkeit von Brücken aus den Vollkeramiken InCeram und Optec hsp. Dissertation an der Rheinisch-Westfälischen Technischen Hochschule Aachen, 1995. 6. Behr M. Festsitzender Zahnersatz auf faserverstärkten Compositen. Eine In-vitroStudie. Dissertation Universität Regensburg, 1999. 7. Bindl A, Möhrmann W. An up to 5-year clinical evaluation of posterior In-Ceram CAD/CAM core Crowns. Int J Prosthodont 2002; 15:451. 8. Bornemann G, Rinke S, Wehle J, Hüls A. Prospektive klinische Langzeitstudie zur Bewährung drei- und viergliedriger CERCON-Seitenzahnbrücken - Zwei Jahres Ergebnisse, Abstract der 53. Jahrestagung der DGZPW, Kiel, 2004. 9. Brauner J. Klinische Bewertung von Kronen und Brücken aus Lithium-DisilikatGlaskeramik.Dissertation, Techn. Hochschule Aachen, 2003. 10. Brewer A. Prosthodontic research at the school of aerospace medicine. J Prosthet Dent 1963; 13:49. 11. Burke FJ. Fracture resistance of teeth restored with dentin-bonded crowns: the effect of increased tooth preparation. Quintessence Int 1996; 27:115. 101 Inhaltsverzeichnis 12. Burke FJ, Fleming FJ, Nathanson D, Marquis PM. Are adhesive technologies needed to support ceramics? An assessment of the current evidence. J Adhes Dent 2002; 4:7. 13. Campbell SD, Sozio RB. Evaluation of the fit and strength of an all-ceramic fixed partial denture. J Prosthet Dent 1988; 59:301. 14. Claus H. Werkstoffkundliche Grundlagen der Dentalkeramik. Dental-Labor 1980; 28:1743. 15. Claus H. Vita In-Ceram, ein neues Verfahren zur Herstellung oxidkeramischer Gerüste für Kronen und Brücken. Quintessenz Zahntech 1990; 16:35. 16. Clauss C, Kuretzky T. Vollkeramischer Zahnersatz auf Basis von gefrästem Zirkonoxid. ZMK 2002; 18:436. 17. Corrente G VL, Re S, Cardaropoli D, Abundo R. Resin-bonded fixed partial dentures and splints in periodontally compromised patients: a 10-year follow up. Int J Periodontics Restorative Dent 2000; 20:628. 18. Deutsches Institut für Normung (Hrsg.) DIN EN ISO 8044: Korrosion von Metallen und Legierungen. Deutsche Fassung prEN ISO 8044, 1995. 19. Deutsches Institut für Normung (Hrsg.) DIN VEN V 12923-1: Hochleistungskeramik. Monolithische Keramik. Teil 1: Allgemeine Durchführung von Korrosionsprüfungen. Deutsche Fassung ENV 12923-1, 1997. 20. Easterling K, Zschech E. Werkstoffe im Trend: 1. Aufl.;Technik Verlag, 1997. 21. Eichner K. Messung der Kräfte bei Kauvorgängen. Dtsch Zahnärztl Z 1963; 18:915. 22. Ermes Y. Festigkeit neuer dentalkeramischer Materialien und ihre Eignung für vollkeramische Brücken. Dissertation, Universität Köln, 1988. 23. Erpenstein H, Kerschbaum T. Frakturanfälligkeit von glas- und galvanokeramischen Kronen. Dtsch Zahnärztl Z 1995; 50:668 102 Inhaltsverzeichnis 24. Evans AG, Heuer A. Review-transformation toughening in ceramics. Martensitic transformations in crack-tip stress fields. J Am Ceramic Soc 1980; 63:241 25. Fäßler P. Untersuchungen zur Bruch- und Dauerfestigkeit der Dentalkeramiken Zirkonoxid-TZP und In-Ceram. Dissertation, Universität Tübingen, 1998. 26. Fechtig T. Festigkeit von Adhäsivbrücken aus In-Ceram nach Simulation mundähnlicher Verhältnisse. Dissertation, Universität Freiburg, 1992. 27. Fenske C, Jarren MP, Sadat-Khonsari MR, Jüde HD. Jüde HD. In-vitro-Untersuchung zur Bruchfestigkeit von IPS-EmpressKronen in Abhängigkeit von der Stufenbreite. Dtsch Zahnärztl Z 1999; 54:732. 28. Filser F, Kocher P, Weibel F, Lüthy H, Schärer P, Gauckler LJ Zuverlässigkeit und Festigkeit vollkeramischen Zahnersatzes hergestellt im DCM- Verfahren. Int J Comp Dent 2001; 4:89. 29. Filser F, Lüthy H, Kocher P, Schärer P, Ludwig J, Gauckler. Vollkeramischer Zahnersatz im Seitenzahnbereich. Quintessenz Zahntech 2002; 28:48. 30. Fischer M. Festigkeitsprüfungen an dreigliedrigen Vollkeramik-Frontzahnbrücken auf einem neuentwickelten Prüfmodell. Dissertation, Universität Tübingen, 2002. 31. Fradeani M. Six-year follow-up with Empress veneers. Int J Periodontics Restorative Dent 1998; 18:216. 32. Fritz H, Freesmeyer WB, Döring K, Bader G. Herstellung einer vollkeramischen Brücke unter Anwendung einer CAD/CAM-Technik. Quintessenz Zahntech 1999; 25:1289 33. Geis-Gerstorfer J, Kanjantra P, Pröbster L, Weber H. Untersuchung der Bruchzähigkeit und des Risswachstums zweier vollkeramischer Kronen- und Brückensysteme. Dtsch Zahnärztl Z 1993; 48:685. 34. Geis-Gerstorfer J, Fäßler P. Untersuchungen zum Ermüdungsverhalten der Dentalkeramiken ZirkonoxidTZP und In-Ceram. Dtsch Zahnärztl Z 1999; 54:692. 35. Geis-Gerstorfer J, Kanjantra P. Zum Einfluss der Prüfmethode auf die Biegefestigkeit von IPS-Empress und In-Ceram. Dtsch Zahnärztl Z 1992; 47:616. 103 Inhaltsverzeichnis 36. Gemalmaz D, ErginS. Clinical evaluation of all-ceramic crowns. J Prosthet Dent 2002; 87:189. 37. Gerlach K, Nussbaum P. Elektrisches Messverfahren zur Bestimmung der Belastbarkeit des Unterkiefers bei Patienten mit vollbezahntem Gebiss. Dtsch Zahnärztl Z 1984; 39:146. 38. Graf R. Physiologie der Zahnbeweglichkeit. Dtsch Zahnärztl Z 1980; 35:678. 39. Grebe G. In-vitro Biegefestigkeit von vollkeramischen im Vergleich zu metallkeramischen Seitenzahnbrücken unter besonderer Berücksichtigung der Lagerungsart. Dissertation, FU Berlin 1993. 40. Hahn R, Wolf M. Fraktographische Bruchflächenanalyse laminierter vollkeramischer Frontzahnkronen. Dtsch Zahnärztl Z 1994; 49:316. 41. Heintze D. Brücken aus vollkeramischen Material (IPS Empress 2): Indikationen, Klinische Aspekte und Prognose. Icoclar-Vivadent Report, 1998; 12:11. 42. Höland W, Schweiger M, Frank M, Rheinberger V. A Comparison of the Microstructure and Properties of the IPS Empress 2 and the IPS Empress Glass- Ceramics. J Biomed Mater Res(Appl Biomater) 2000; 53:297. 43. Hölsch W, Kappert H. Festigkeitsprüfung von vollkeramischem Einzelzahnersatz für den Frontund Seitenzahnbereich. Dtsch Zahnärztl Z 1992; 47:621. 44. Hübben RA. Bruchlast von IPS Empress Molarenkronen in Abhängigkeit vom Elastizitätsmodul des Zahnstumpfes und des Befestigungsmaterials. Dissertation, RWTH Aachen, 2000. 45. Hüls A. Zum Stand der klinischen Bewährung infiltrationskeramischer Verblendkronen. Dtsch Zahnärztl Z 1995; 50:674. 46. Ivoclar. IPS Empress 2 Verarbeitungsanleitung. Schaan Liechtenstein, 1999. 47. Ivoclar-Vivadent. Report Nr. 12, Schaan Liechtenstein, 1998. 48. Jones DW. The strength and strengthening mechanisms of dental ceramics. In: McLean JW, ed. Dental ceramics, Proceedings of the first international symposium on ceramics. Chicago: Quintessence, 1983. 104 Inhaltsverzeichnis 49. Kaiser M, Wassermann A, Strub JR. Klinische Lanzeitresultate von VITA In-Ceram Classic: Eine systematische Übersichtsarbeit. Schweiz Monatsschr Zahnmed 2006; 116:120. 50. Kappert HF, Knode H, Schultheiss R. Festigkeitsverhalten der In-Ceram-Keramik bei mechanischer und thermischer Wechsellast im Kunstspeichel. Dtsch Zahnärztl Z 1991; 46:129. 51. Kappert HF, Krah M. Keramiken -eine Übersicht. Quintessenz Zahntech 2001; 27:668. 52. Kappert HF, Schwickerath H, Veiel S, Bregazzi J. Zur Korrosionsfestigkeit aufbrennfähiger Edelmetallegierungen. Dtsch Zahnärztl Z 1994; 49:716. 53. Kelly J.R. Ceramics in dentistry: Historical roots and current perspectives. J Prosthet Dent 1996; 75:18. 54. Klötzer W. Über die elastische Deformation der Brückenzwischenglieder. Zahnärztl Welt/Reform 1960; 69:13. 55. Körber KH, Ludwig K. Maximale Kaukraft als Berechnungsfaktor zahntechnischer Konstruktionen. Dent Labor 1983; 31:55. 56. Kraft E. Über die Bedeutung der Kaukraft für das Kaugeschehen. Zahnärztl Prax 1962; 13:129. 57. Krejci I, Reich T, Lutz F, Albertoni M. In-vitro-Testverfahren zur Evaluation dentaler Restaurationssysteme. Schweiz Monatsschr Zahnmed 1990; 100:953. 58. Krumbholz K. Stand und Entwicklung von Dentalkeramiken. Zahnärztl. Wlt 1992; 101:193. 59. Lavernia CJ, Cloos S, Klawitter JJ, Weinstein AM, Das SC. The effect of implant elastic modulus on the stress distribution surrounding dental implants. In: BR S, ed. International Conference Proceedings, Finite elements in biomechanics. Tucson: The University of Arizona, 1980:179. 60. Linkowski G. Klinische Nachuntersuchungen von schrumpfungsfreien Porzellankronen. Dissertation, Universität Zürich, 1988. 61. Ludwig K, Perkuhn Th. Untersuchungen zur Dauerfestigkeit von keramisch verblendeten Brücken unterschiedlicher Gerüstkonstruktion. Dtsch Zahnärztl Z 1993; 48:766. 105 Inhaltsverzeichnis 62. Ludwig K, Kubick S. Vergleichende Untersuchungen zur Bruchfestigkeit von vollkeramischen Frontzahnbrücken. Dtsch Zahnärztl Z 1999; 54:711. 63. Ludwig P. Die Kaukraftentwicklung der Kaumuskulatur und ihre sensorische Steuerung. Dtsch Zahnärztl Z 1975; 30:797. 64. Luthardt R, Herold V, Sandkuhl O, Reitz B, Knaak JP, Lenz E. Kronen aus Hochleistungskeramik. Dtsch Zahnärztl Z 1998; 53:280. 65. Lüthy H, Filser F, Loeffel O, Schumacher M, Gauckler LJ, Hammerle CHF. Strength and reliability of four-unit all-ceramic posterior bridges. Dent mat 2005; 21:930. 66. Lüthy H, Loeffel O, Hammerle CHF. Effect of thermocycling on bond strength of luting cements to zirconia ceramic. Dent mat 2006; 22:195. 67. Maier HR, Granitzki KE, Hoppert H, Oser E. Technische Keramik als Innovationsgrundlage für die Produkt- und Technologie- Entwicklung in NRW, 1991. 68. Mante FK, Brantley WA, Dhuru VB, Ziebert GJ. Fracture thoughness of high aluminia core dental ceramics: the effect of water and artificial saliva. Int. J. Prosthodont 1993; 6:546. 69. Marquardt P, Strub JR. Survival rates of IPS empress 2 all-ceramic crowns and fixed partial dentures:results of a 5-year prospective clinical study. Quintessence Int 2006; 37:253. 70. Marx R. Auswahl der Werkstoffe. In: Kerschbaum T (Hrsg), Adhäsivprothetik. München: Urban & Schwarzenberg, 1990:107. 71. Marx R. Moderne keramische Werkstoffe für ästhetische Restaurationen -Verstärkung und Bruchzähigkeit. Dtsch Zahnärztl Z 1993; 48:229. 72. Marx R, Fischer H, Weber M, Jungwirth F. Rissparameter und Weibullmodule: unterkritisches Risswachstum und Langzeitfestigkeit vollkeramischer Materialien. Dtsch Zahnärztl Z 2001; 56:90. 73. Marx R, Jungwirth F, Walter PO. Ist unterkritisches Risswachstum in vollkeramischen Restaurationen vermeidbar und somit quasi-metallisches Festigkeitsverhalten möglich? Dtsch Zahnärztl Z 2005; 60:258. 106 Inhaltsverzeichnis 74. Marxkors/Meiners. Taschenbuch der zahnärztlichen Werkstoffkunde. 4. Auflage. MünchenWien: Hanser Verlag, 1993. 75. McLean JW, Huges TH. The reinforcement of dental porcelain with ceramic oxides. J Br Dent 1965; 119:251. 76. Meier M, Richter E-J, Küpper H, Spiekermann H. Klinische Befunde bei Kronen aus Dicor-Glaskeramik. Dtsch Zahnärztl Z 1992; 47:610. 77. Niedermeier W. Die Desmodontometrie - ein neues Verfahren zur Bestimmung und Analyse der Zahnbeweglichkeit III. Die physiologische und pathologische Zahnbeweglichkeit. Dtsch Zahnärztl Z 1988; 43:173. 78. Olsson KG. A long-term retrospective and clinical follow-up study of In-Ceram Alumina FPDs. Int J Prosthodont 2003; 16:150. 79. Pauli C. Biegefestigkeit dreigliedriger metall- und vollkeramischer Oberkieferseitenzahnbrücken. ZWR 1996; 105:626. 80. Peumans M, Van Meerbeck B, Lambrechts P, Vanherle G. Porcelain veneers: a review of the literature. J Dent; 2000; 28:163. 81. Piwowarczyk A, Lauer HC, Sorensen JA. In-vitro shear bond strength of cementing agents to fixed prosthodontic restorative materials. J Prosthet Dent; 2004; 92:265-273. 82. Piwowarczyk A, Ottl P, Lindemann K, Zipprich H, Bender R, Lauer HC. Langzeit-Haftverbund zwischen Befestigungszementen und keramischen Werkstoffen. Dtsch Zahnärztl Z 2005; 60:314. 83. Pospiech P. All ceramic crowns: bonding or cementing? Clin Oral Invest; 2002; 6:189. 84. Pospiech P, Mittermeier J, Rammelsberg P. Spannungsverteilung in vollkeramischen Klebebrücken: eine dreidimensionale Finite-Elemente-Analyse. Dtsch Zahnärztl Z 1999; 54:366. 85. Pröbster L. Sind vollkeramische Kronen- und Brücken wissenschaftlich anerkannt?: http://www.dgzmk.de/stellung. 86. Pröbster L. Klinische Langzeiterfahrungen mit vollkeramischen Kronen aus In-Ceram. Quintessenz 1997; 48:1639. 107 Inhaltsverzeichnis 87. Rateitschak KH, Rateitschak EM, Wolf HF. Parodontologie. Stuttgart-New York: Georg Thieme Verlag, 1989. 88. Renggli HH, Mühlemann HR, Rateitschak KH. Parodontologie. Stuttgart (Germany): Georg Thieme Verlag, 1983. 89. Richter E. Die Bedeutung der Versuchsbedingungen im wissenschaftlichen Experiment, dargestellt am Beispiel der Zahnbeweglichkeit. Dtsch Zahnärztl Z 1985; 40:404. 90. Rinke S. Klinische Bewährung von vollkeramischen Extensionsbrücken: 30-MonatsErgebnisse. Dtsch Zahnärztl Z 2006; 61:422. 91. Ritter J E Jr, Laporte RP. Effect of test environment on stress corrosion susceptibility of glass. J Am Ceram Soc 1975; 58:265. 92. Rodiger O, Kappert HF, Marinello CP. In-vitro-Bruchlasttests von 3-gliedrigen Seitenzahnbrücken hergestellt im Procera-Verfahren. Schweiz Monatsschr Zahnmed 2004; 114:207. 93. Rosentritt M, Behr M, Gebhard R, Handel G. Influence of stress simulation parameters on the fracture strength of allceramic fixed-partial dentures. Dent mat 2006; 22:176. 94. Rosentritt M, Behr M, Handel G. Fixed partial dentures: all-ceramic, fibre-reinforced composites and experimental systems. J Oral Rehabilitation 2003; 30:873. 95. Rudolph H, Johannes M, Luthardt RG. Niederdruckspritzgießen von Hochleistungskeramik. Dtsch Zahnärztl Z 2005; 60:172. 96. Savitt ED, Malament K, Socranski SS, Melcer AJ, Backmann KJ. Effects on colonization of oral microbiota by cast glas-ceramic restauration. Int J Periodont Rest Dent 1987; 2:22. 97. Schacht M. Das Korrosionsverhalten von Werkstoffen auf Aluminiumoxid- und Zirkondioxid- Basis in wässrigen Lösungen unter hydrothermalen Bedingungen. Dissertation, Universität Heidelberg, 1998. 98. Schaffner HM, Behneke N, Müller F, Scheller H. Klinische Untersuchungen zur Versorgung mit Procera AllCeram-Kronen auf natürlichen Zähnen und Implantaten. Dtsch Zahnärztl Z 2004; 59:17. 108 Inhaltsverzeichnis 99. Scharnagl P. Simulation der physiologischen Zahnbeweglichkeit bei der In-vitroBelastungsprüfung dentaler Restaurationen im "Regensburger Kausimulator" Untersuchung am Beispiel vollkeramischer In-CeramBrücken. Dissertation, Universität Regensburg, 1998. 100. Schmid M, Fischer J, Hoffmann Ch, Strub JR. Chemische und thermische Kompatibilität vollkeramischer Verbundsysteme. Dtsch Zahnärztl Z 1990; 45: 505. 101. Schweiger M, Höland W, Frank M, Drescher H, Rheinbreger V. IPS-Empress 2, A new pressable high-strength glass ceramic for esthetic all-ceramic restorations. Quintessence Dent Technol 1999; 22:143. 102. Schwickerath H. Kaukraft –Kaudruck -Belastbarkeit. Dtsch Zahnärztl Z 1976; 31:870. 103. Schwickerath H. Dauerfestigkeit von Keramik. Dtsch Zahnärztl Z 1986; 41:264. 104. Schwickerath H. Zur Beurteilung der Belastbarkeit von metallkeramischen Restaurationen. ZWR 1989; 98:434. 105. Schwickerath H. Neue Keramiksysteme unter Dauerbeanspruchung. Quintessenz Zahntech 1994; 20:1495. 106. Segal BS. Retrospective Assessment of 546 all-ceramic anterior and posterior crowns in a general practice. J Prosthet Dent 2001; 85:544. 107. Sorensen JA. Das System IPS Empress 2- Möglichkeiten und Grenzen. Quintessenz Zahntech 2000; 26:240. 108. Sorensen J A, Kang SK, Torres TJ, Knode H. In-Ceram Fixed partial dentures: three-year clinical trial results. J Calif Dent Assoc 1998; 26:207. 109. Spiekermann H. Zur marginalen Paßform von Kronen und Brücken. Dtsch Zahnärztl Z 1986; 41:1015. 110. Strub JR. Vollkeramische Systeme. Dtsch Zahnärztl Z 1992; 47:566. 111. Sturzenegger B, Fehér A, Lüthy H, Schumacher M, Loeffel O, Filser F, Kocher P, Gauckler L, Schärer P. Klinische Studie von Zirkonoxidbrücken im Seitenzahngebiet hergestellt mit dem DCM-Verfahren. Acta Med Dent Helv 2000; 5:131. 109 Inhaltsverzeichnis 112. Tinschert J, Dicks Ch, Färber H, Marx R. Bruchwahrscheinlichkeit von verschiedenen Materialien für vollkeramische Restaurationen. Dtsch Zahnärztl Z 1996; 51:406. 113. Tinschert J, Jungwirth F, Fischer H, Marx R. Langzeitfestigkeit industriell gesinterter Dentalkeramiken für Kronen- und Brückenrestaurationen. Vortrag auf der 49. Jahrestagung der DGZPW. Berlin, 2000. 114. Tinschert J, Marx R. Klinische Bewertung von Materialien für die Vollkeramik mit bruchmechanischen Methoden. Stomatologie 1997; 97:7. 115. Tinschert J, Natt G, Jorewitz A, Fischer H, Spiekermann H, Marx R. Belastbarkeit vollkeramischer Seitenzahnbrücken aus neuen Hartkernkeramiken. Dtsch Zahnärztl Z 2000; 55:610. 116. Tinschert J, Natt G, Latzke P, Schulze K, Heussen N, Spiekerman H. Vollkeramische Brücken aus DC-Zikon- Ein klinisches Konzept mit Erfolg? Dtsch Zahnärztl Z 2005; 60:435. 117. Tinschert J, Natt G, Mautsch W, Augthun M, Spiekermann H. Fracture resistance of lithium disilicate-, alumina-, and zirconia-based threeunit fixed partial dentures: a laboratory study. Int J Prosthodont 2001; 14:231. 118. Tinschert J, Schimmang A, Fischer H, Marx R. Belastbarkeit von zirkonoxidverstärkter In-Ceram Alumina-Keramik. Dtsch Zahnärztl Z 1999; 54: 695. 119. Tinschert J, Natt G, Doose B, Fischer H, Marx R. Seitenzahnbrücken aus hochfester Strukturkeramik. Dtsch Zahnärztl Z 1999; 54:545. 120. Touati B, Miara P, Nathanson D. Ästhetische Zahnheilkunde und keramische Restauration. München, Jena: Urban & Fischer, 2001. 121. Vita Zahnfabrik Verarbeitungsanleitung Vita In-ceram zirconia. Bad Säckingen, 2005. 122. Vult von Steyern PV, Jönsson O, Nilner K. 5-Jahres-Evaluation dreigliedriger vollkeramischer (In-Ceram-) Seitenzahnbrücken. Quintessenz 2002; 53:149. 123. Vult von Steyern P, Carlson P, Nilner K. All-ceramic fixed partial dentures designed according to the DC-Zirkon technique. A 2-year clinical study. J Oral Rehabil 2005; 32:180. 110 Inhaltsverzeichnis 124. Waltimo A, Kemooainen P, Könönen M. Maximal contraction force and endurance of human jaw-closing muscles in isometric clenching. Scand J Dent Res 1993; 101:416. 125. Welker D, Rzanny A, Göbel R. Interimsversorgung bei Kronen- und Brückenersatz -Indikation, Werkstoffe, biologische Aspekte, Methodik. Quintessenz Zahntech 1999; 25:1133. 126. Wider GE, Tesk JA, Privitzer E. Interaction effects among cortical bone, cancellous bone, and periodontal membrane of natural teeth and implants. J Biomed mater Res 1976; Symp 7:613. 127. Wiederhorn SM. Moisture assisted crack growth in ceramics. Int J Fractrue Mechanics 1968; 4:171. 128. Wiederhorn SM. A chemical interpretation of static fatigue. J Am Ceram Soc 1972; 55:81. 129. Wiederhorn SM, Freimann S, Fuller EvR, Simmons CJ. Effects of water and other dielectrics on crack growth. J. Mat Sci 1983; 17:265. 130. Wirz J. Schädigung des Parodontes durch zahnärztliche Werkstoffe. ZWR 1993; 102:146. 131. Wohlwend A, Schärer P. Die Empress-Technik-ein neues Verfahren zur Herstellung von vollkeramischen Kronen, Inlays und Facetten. Quintessenz Zahntech 1990; 16:966. 132. Yoshio T, Oda K. Corrosion Resistance of Structural Ceramics in Aqueous Environments. Corr Eng 1995; 44:481. 133. Zellmer A. Werkstoffkundliche Untersuchungen zur Belastbarkeit implantatgetragener Brücken aus IPS Empress 2. Dissertation, Ludwig-Maximilians-Universität München, 2002. 111 Abkürzungsverzeichnis 8 Abkürzungsverzeichnis Aqua dest. Aqua destillata ° C Grad Celsius CAD Computer Aided Design CAM Computer Aided Manufacturing CNC Computerized Numerical Control cm2 Quadratzentimeter DCM Direct Ceramic Machining DIN Deutsche Industrienorm etc. et cetera g Gramm h Stunde(n) H2O Wasser l Liter ma.-% Masseprozent mg Milligramm min Minute(n) ml Milliliter mm2 Quadratmilimeter PMMA Polymethylmethacrylat µm Mikrometer REM Rasterelektronenmikroskop TZP Tetragonal Zirconia Polycrystal Vol.-% Volumenprozent 112 Abbildungsverzeichnis 9 Abbildungsverzeichnis Abb. 1: Schema Studienverlauf Abb. 2 a: Urmodell von okklusal Abb. 2 b: Urmodell von bukkal Abb. 3 a: Abformung mit individuellem Löffel Abb. 3 b: Abgeformte Stümpfe Abb. 4: Meistermodell für die Herstellung der Lava-Brückengerüste Abb. 5: Sägemodell für die Herstellung der Empress 2-Brückengerüste Abb. 6 a: Modelliertes Empress 2-Brückengerüst auf dem Meistermodell Abb. 6 b: Zur Einbettung angestiftete Brückenmodellation auf dem Sockelformer Abb. 7 a: Muffelzubehör Abb. 7 b: Brückenmodellation in der Muffel Abb. 8 a: Muffel und Presskolben im Vorwärmofen Abb. 8 b: Pressofen Abb. 8 c: Muffel im Pressofen Abb. 9 a: Empress 2-Brückengerüst mit Reaktionsschicht nach dem Ausbetten Abb. 9 b: Abtrennen der Presskanäle am Empress 2-Brückengerüst unter Wasserkühlung Abb. 9 c: Auf das Modell aufgepasstes Empress 2-Brückengerüst Abb. 10 a: Fräseinheit (Lava Form) Abb. 10 b: Bedienteil zur Fräseinheit Abb. 10 c: Weißkörper während des Fräsvorgangs Abb. 10 d: Ausgefräste Frontzahnbrücke Abb. 10 e: Lava- Brückengerüst auf dem Meistermodell Abb. 11: An der Innenlochsäge positioniertes Brückengerüst vor dem Anritzen Abb. 12 a: Silikonschlüssel zur zirkulären Dimensionsüberprüfung 113 Abbildungsverzeichnis Abb. 12 b: Silikonschlüssel zur vertikalen Dimensionsüberprüfung Abb. 12 c: Fertig verblendete Brücke mit Gegenbiss im Artikulator Abb. 13 a: Geschichtete Empress 2-Brücke vor dem ersten Dentinbrand von palatinal Abb. 13 b: Geschichtete Empress 2-Brücke vor dem ersten Dentinbrand von okklusal Abb. 14 a: Auf Tiefziehfolie befestigter Modellstumpf Abb. 14 b: Auf Tiefziehfolie Plexiglasröhrchen Abb. 14 c: Modellstumpf im Plexiglasröhrchen Abb. 14 d: Mit Kunststoff ausgegossene Silikonform Abb. 14 e: Entformte Stumpfduplikatrohlinge Abb. 15 a: Kunststoffstümpfe während des Ablängens Abb. 15 b: Aufgeklapptes Polystyrolkästchen Abb. 15 c: Gekürzte Stumpfrohlinge Abb. 16: Stümpfe mit künstlichem Parodontium Abb. 17 a: Mit Heißklebstoff am Schwenkarm fixierte Brücke Abb. 17 b: Brücke mit Ausrichthilfen direkt vor dem Sockeln Abb. 18: Gesockelte Brücke in der Probekammer der mechanischen Wechsel- befestigter Modellstumpf mit übergestülpten belastungsmaschine (Wasserberieselung noch ausgeschaltet) Abb. 19: Versuchsanordnung des Bruchbelastungstests Abb. 20 a: Einzel- und Mittelwerte der Bruchlast für die Kontrollgruppen der Empress 2- und Lava-Brücken (ohne WB, ohne Vorschädigung) Abb. 20 b: Einzel- und Mittelwerte der Bruchlast für die mechanisch vorgeschädigten Empress 2- und Lava- Brücken Abb. 20 c: Einzel- und Mittelwerte der Bruchlast für die thermomechanisch wechselbelasteten Empress 2- und Lava- Brücken 114 Abbildungsverzeichnis Abb. 20 d: Einzel- und Mittelwerte der Bruchlast für die mechanisch vorgeschädigten und thermomechanisch wechselbelasteten Empress 2- und Lava-Brücken. (*) Durch einen Fehler der Traversensteuerung konnten die Messwerte der Empress 2-Brücken Nr. 1, 2 und 9 nicht zur statistischen Auswertung verwendet werden. Abb. 21 a: Durchschnittliche Bruchlast [N] von Brücken aus Empress 2 und Lava für die verschiedenen Prüfungsgruppen Abb. 21 b: Boxplotdarstellung aller Bruchlasten der Empress 2- und Lava-Brücken im Vergleich. Angegeben sind Median, mittlere Quartile, Extremwerte sowie moderate (∗) und extreme (o) Ausreißer. Abb.22 a: Boxplotdarstellung der Bruchlasten der Brücken aus Empress 2. für die verschiedenen Prüfungsgruppen. Angegeben sind Median, mittlere Quartile, Extremwerte sowie moderate (∗) und extreme (ο) Ausreißer. Abb. 22 b: Boxplotdarstellung der Bruchlasten unbelasteter und thermomechanisch wechselbelasteter (WB) Brücken aus Empress 2. Angegeben sind Median, mittlere Quartile, Extremwerte sowie moderate (∗) und extreme (o) Ausreißer. Abb. 23 a: Boxplotdarstellung der Bruchlasten von Brücken aus Lava für die verschiedenen Prüfungsgruppen. Angegeben sind Median, mittlere Quartile, Extremwerte sowie moderate (∗) und extreme (ο) Ausreißer. Abb. 23 b: Boxplotdarstellung der Bruchlasten unbelasteter und thermomechanisch wechselbelasteter (WB) Brücken aus Lava. Angegeben sind Median, mittlere Quartile, Extremwerte sowie extreme (o) Ausreißer. Abb. 24: Kraft-Weg-Diagramm beim Bruchversuch einer Empress 2-Brücke Abb.25 a: Typischer Frakturverlauf einer viergliedrigen Empress 2- Brücke, Ansicht von okklusal (Gruppe A) Abb.25 b: Detailaufnahme des Frakturverlaufs einer viergliedrigen Empress 2Brücke, Ansicht von okklusal (Gruppe A) Abb. 25 c: Typischer Frakturverlauf einer viergliedrigen Empress 2-Brücke, Ansicht von bukkal (Gruppe A) Abb. 25 d: Detailaufnahme des Frakturverlaufs einer viergliedrigen Empress 2Brücke, Ansicht von bukkal (Gruppe A) 115 Abbildungsverzeichnis Abb. 25 e: Typischer Frakturverlauf einer viergliedrigen Empress 2-Brücke, Ansicht von palatinal (Gruppe A) Abb. 25 f: Detailaufnahme des Frakturverlaufes einer viergliedrigen Empress 2-Brücke, Ansicht von palatinal (Gruppe A) Abb.: 26: Kraft-Weg-Diagramm beim Bruchversuch einer Lava-Brücke Abb. 27 a: Typischer Frakturverlauf einer viergliedrigen Lava- Brücke, Ansicht von okklusal (Gruppe A) Abb. 27 b : Detailaufnahme des Frakturverlaufs einer viergliedrigen LavaBrücke, Ansicht von okklusal (Gruppe A) Abb. 27 c: Typischer Frakturverlauf einer viergliedrigen Lava- Brücke, Ansicht von bukkal (Gruppe A) Abb. 27 d : Detailaufnahme des Frakturverlaufs einer viergliedrigen LavaBrücke, Ansicht von bukkal (Gruppe A) Abb. 27 e: Typischer Frakturverlauf einer viergliedrigen Lava- Brücke, Ansicht von palatinal (Gruppe A) Abb. 27 f : Detailaufnahme des Frakturverlaufs einer viergliedrigen LavaBrücke, Ansicht von palatinal (Gruppe A) Abb. 28 a: REM-Aufnahme einer Empress 2-Brücke: Bruchkante Ansicht auf das Brückenglied 25 im Bereich des Verbinders zwischen den Brückengliedern (16-fache Vergrößerung) Abb. 28 b: REM-Aufnahme einer Empress 2-Brücke: Bruchfläche zwischen den Brückengliedern. Detailaufnahme der Grenzfläche zwischen Gerüstmaterial und Verblendkeramik (120-fache Vergrößerung) Abb. 29a: REM-Aufnahme einer Lava- Brücke: Bruchkante Ansicht auf das Brückenglied 26 im Bereich des Verbinders zwischen den Brückengliedern (11-fache Vergrößerung) Abb. 29 b: REM-Aufnahme einer Lava- Brücke: Bruchkante Detailansicht der Grenzfläche zwischen Gerüstmaterial und Verblendkeramik (300-fache Vergrößerung) Abb. 29c: REM-Aufnahme einer Lava- Brücke: Bruchausgang im basalen Bereich (100-fache Vergrößerung) 116 Tabellenverzeichnis 10 Tabellenverzeichnis Tab. 1 a: Zusammensetzungen des Empress 2-Kernmaterials und der Empress 2-Verblendkeramik in ma.-% Tab. 1 b: Physikalische Eigenschaften des Empress 2-Kernmaterials (Lithiumdisilikat-Glaskeramik) Tab. 2: Kristallstrukturen des reinen Zirkoniumdioxids in Abhängigkeit von der Temperatur Tab. 3: Materialien zur Löffelherstellung Tab. 4: Materialien und Geräte zur Abformung des Urmodells Tab. 5: Materialien und Geräte zum Ausgießen der Abformungen Tab. 6 Materialien und Geräte zur Meistermodellherstellung für die Empress 2- Brücken Tab.7: Materialien und Geräte für die Modellation der Empress 2Brückengerüste Tab. 8: Materialien und Geräte für die Einbettung der modellierten Empress 2Brückengerüste Tab. 9 a: Materialien und Geräte für das Vorwärmen und Pressen der Empress 2-Brückengerüste Tab. 9 b.: Pressparameter Tab.10: Materialien und Geräte zum Ausbetten und Ausarbeiten der Empress 2-Brückengerüste Tab. 11: Materialien und Geräte zur Herstellung einer Verblendform und eines Gegenbisses Tab. 12 a: Materialien und Geräte für das Verblenden der Brückengerüste Tab. 12 b: Brandführung der Empress2-Verblendkeramik Tab. 12 c: Brandführung Lava-Verblendkeramik Tab. 13: Materialien und Geräte zur Vervielfältigung der Kunststoffstümpfe Tab. 14: Materialien und Geräte zum Ablängen der Kunststoffstümpfe Tab. 15: Materialien und Geräte zur Sockelung der auf den Stümpfen zementierten Brücken. 117 Tabellenverzeichnis Tab. 16 a: Mittelwert, Median, Minimum, Maximum und Standardabweichung der Bruchlast für die Brücken aus Empress 2 in Abhängigkeit von der Vorbehandlung Tab. 16 b: Mittelwert, Median, Minimum, Maximum und Standardabweichung der Bruchlast für die Brücken aus Lava in Abhängigkeit von der Vorbehandlung Tab. 17: Mittelwert und Standardabweichung der Bruchlast für die Brücken aus Empress 2 in Abhängigkeit von der Vorschädigung (Ritz) und der thermomechanischen Wechselbelastung (WB). Kein Einfluss der Vorschädigung (p=0,878), signifikanter Einfluss der Wechselbelastung (p=0,001). (Alle Werte in N). Tab. 18: Mittelwert und Standardabweichung der Bruchlast für die Brücken aus Lava in Abhängigkeit von der Vorschädigung (Ritz) und der Wechselbelastung (WB). Kein Einfluss der Vorschädigung (p=0,252), signifikanter Einfluss der Wechselbelastung (p=0,002). Tab. 19 a: Aufstellung der Bruchlasten und Mittelwerte der Kontrollgruppen der Empress 2- und Lava-Brücken. Tab. 19 b: Aufstellung der Bruchlasten und Mittelwerte der mechanisch vorgeschädigten Empress 2- und Lava-Brücken. Tab. 19 c: Aufstellung der Bruchlast und Mittelwerte der thermomechanisch wechselbelasteten Empress 2- und Lava-Brücken. Tab. 19 d: Aufstellung der Bruchlast und Mittelwerte der mechanisch vorgeschädigten und thermomechanisch wechselbelasteten Empress 2- und Lava-Brücken. *) Durch einen Bedienungsfehler konnten die Messwerte der Empress 2-Brücken Nr. 1,2 und 9 nicht zur statistischen Auswertung verwendet werden. 118 Anhang 11 Anhang Bruchlast in N Prüfkörper Nr. 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 MW Empress 2 Gr. A 413 451 345 441 383 220 363 410 269 521 381 Lava Gr. A 1125 1248 1090 1214 1211 1234 597 1914 1077 1096 1181 Tab. 19 a: Aufstellung der Bruchlasten und Mittelwerte der Kontrollgruppen der Empress 2- und Lava-Brücken. Bruchlast in N Prüfkörper Nr. 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 MW Empress 2 Gr. B 294 387 389 518 406 361 351 368 353 512 394 Lava Gr. B 1288 1387 1116 1395 1204 1324 1525 1422 1826 1206 1369 Tab. 19 b: Aufstellung der Bruchlasten und Mittelwerte der mechanisch vorgeschädigten Empress 2- und Lava-Brücken. Bruchlast in N Prüfkörper Nr. 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 MW Empress 2 Gr. C 283 390 230 274 333 400 274 283 207 328 300 Lava Gr. C 1001 735 1089 979 967 1243 1278 612 1103 1346 1035 Tab. 19 c: Aufstellung der Bruchlasten und Mittelwerte der thermomechanisch wechselbelasteten Empress 2- und Lava-Brücken. Bruchlast in N Prüfkörper Nr. 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 MW Empress 2 Gr. D 0* 0* 176 259 200 208 357 422 0* 335 279 Lava Gr. D 833 1254 808 1254 830 1145 957 1184 1008 949 1022 Tab. 19 d: Aufstellung der Bruchlast und Mittelwerte der mechanisch vorgeschädigten und thermomechanisch wechselbelasteten Empress 2- und LavaBrücken. *) Durch einen Fehler der Traversensteuerung konnten die Messwerte der Empress 2-Brücken Nr. 1,2 und 9 nicht zur statistischen Auswertung verwendet werden. 119 Danksagung 12 Danksagung Mein Dank gilt Frau Professorin Dr. M. Stiesch-Scholz für die freundliche Überlassung des Dissertationsthemas sowie für die wertvolle Beratung und Motivation, Teile dieser Arbeit zu veröffentlichen. Herrn Dr. L. Borchers möchte ich für die Hilfestellung bei der Auswertung der Daten danken. Für die Erstellung der Bilder der Bruchflächenuntersuchungen unter dem Rasterelektronenmikroskop danke ich Herrn Dr. T. Heidenblut vom Institut für Werkstoffkunde (Universität Hannover). Weiterhin gilt mein Dank den Firmen Ivoclar-Vivadent und 3M ESPE für die Überlassung der Materialien zur Herstellung der Brücken und der Firma 3M ESPE außerdem für die Herstellung der Brückengerüste. Meinen Schwiegereltern danke ich herzlich für die ermutigenden Worte hinsichtlich der Fertigstellung dieser Arbeit. Meinem Bruder Jörg Scheike danke ich besonders für seine freundliche Hilfestellung bei der Konfiguration meines Computers. Besonderen Dank möchte ich an meine Eltern richten, die mich in allen bisherigen Lebensphasen rückhaltlos unterstützt und gefördert und so meinen Lebensweg entscheidend mitgeprägt haben. Mein innigster Dank gilt meinem Ehemann Axel Schneemann, der mich stets motivierte und mir durch sein Einfühlungsvermögen, Fachkompetenz im Verlauf dieser Dissertation zur Seite stand. 120 Aufmerksamkeit und Lebenslauf 13 Lebenslauf Angaben zur Person: Name: Petra Schneemann geb. Scheike Geburtsdatum: 18. April 1972 Geburtsort: Hameln Eltern: Horst Scheike, Architekt und Dipl. Ingenieur Adelheid Scheike geb. Wittur Schulbildung: 1978-1982 Grundschule in Hameln-Wangelist 1982-1984 Orientierungsstufe West in Hameln 1984-1991 Schiller-Gymnasium in Hameln Schulabschluss: allgemeine Hochschulreife am 28.05.1991 Berufsausbildung: 1991-1994 Ausbildung zur Zahntechnikerin bei Purucker Dentalwerkstätten in Hannover Berufstätigkeit: 1994-1996 Dentallabor Pape in Hannover 1996-1997 F & M Dentaltechnik in Hannover Studium: 1997-2002 Studium der Zahnheilkunde an der Medizinischen Hochschule Hannover Abschluss: zahnärztliche Prüfung am 30.10.2002 Approbation: 26. November 2002 Berufstätigkeit: ab dem 13. Januar 2003 wissenschaftliche Mitarbeiterin in der Abteilung für Zahnärztliche Prothetik im Zentrum für Zahn-, Mund- und Kieferheilkunde der Medizinischen Hochschule Hannover Hannover, den_________ __________________________ (Petra Schneemann) 121 Erklärung nach § 2 Abs 2 Nrm 5 und 6 14 Erklärung nach § 2 Abs. 2 Nrn. 5 und 6 Ich erkläre, dass ich die in der Medizinischen Hochschule Hannover zur Promotion eingereichte Dissertation mit dem Titel Belastbarkeit viergliedriger Seitenzahnbrücken aus hochfester Strukturkeramik Eine In-vitro-Studie in der Abteilung Zahnärztliche Prothetik des Zentrums Zahn-, Mund- und Kieferheilkunde der Medizinischen Hochschule Hannover unter Betreuung von Frau Prof. Dr. Meike Stiesch-Scholz ohne sonstige Hilfe durchgeführt und bei der Abfassung der Dissertation keine anderen als die dort aufgeführten Hilfsmittel benutzt habe. Ich habe die Dissertation bisher an keiner in- oder ausländischen Hochschule zur Promotion eingereicht. Weiterhin versichere ich, dass ich den beantragten Titel bisher noch nicht erworben habe. Teilergebnisse der Dissertation wurden in folgenden Veröffentlichungen dargestellt: Schneemann, P., Borchers, L., Stiesch-Scholz, M.: Belastbarkeit 4-gliedriger Seitenzahnbrücken aus Vollkeramik. ZWR 2005;114: 28-36 Schneemann, P., Borchers, L., Stiesch-Scholz, M.: Belastbarkeit viergliedriger Seitenzahnbrücken aus Vollkeramik. Posterpräsentation zur Teilnahme am 18. Dentsply Detrey-Förderpreis 2004 im Rahmen der 128. Jahrestagung der DGZMK, Stuttgart 30.09.-2.10.2004 Stiesch-Scholz, M, Schneemann, P., Borchers, L.: In vitro fracture resistance of four-unit all-ceramic fixed partial dentures. Posterpräsentation General Session of the International Association for Dental Research (IADR), Baltimore/USA 9.-12.03.2005 Hannover, den_________ __________________________ (Petra Schneemann) 122
